WO2006106893A1 - 内燃機関の混合気状態推定装置、及びエミッション発生量推定装置 - Google Patents

内燃機関の混合気状態推定装置、及びエミッション発生量推定装置 Download PDF

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Tomomi Onishi
Shigeki Nakayama
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Toyota Jidosha Kabushiki Kaisha
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Definitions

  • the present invention relates to the mixing of an internal combustion engine that estimates the state (temperature, etc.) of an air-fuel mixture formed by mixing fuel injected into the combustion chamber of the internal combustion engine with in-cylinder gas sucked into the combustion chamber.
  • the present invention relates to a gas state estimation device and an emission generation amount estimation device that estimates the amount of emission, which is a harmful substance generated due to combustion of the mixture.
  • Emissions of soot (soot, soot), NOX, etc. generated in the combustion chamber of an internal combustion engine (especially a diesel engine) are the amount of emission of the air-fuel mixture that progresses in the combustion chamber (especially the mixture after ignition). (Particularly temperature, twisting agent concentration, etc.). Therefore, in order to control the amount of emission generated accurately and reduce the amount of emissions generated (and hence the amount of emissions), it is necessary to accurately estimate the state of the mixture.
  • Various techniques for estimating the state of the air-fuel mixture are known.
  • a fuel injection device for a diesel engine described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2 0 0 1 -2 5 4 6 4 5
  • Various operations that affect the mixture temperature such as engine cooling water temperature, intake air temperature, intake air pressure, etc.
  • the mixed temperature is estimated based on the state quantity.
  • the state (temperature, etc.) of the air-fuel mixture progressing in the combustion chamber is sequentially determined depending on the temperature of the in-cylinder gas that changes every moment according to the movement of the piston.
  • the state of the air-fuel mixture also depends on the degree to which the in-cylinder gas is mixed with the fuel (for example, the excess air ratio of the air-fuel mixture, fuel concentration, etc.).
  • the excess air ratio of the air-fuel mixture is a value determined depending on the injection pressure at the time of injection of fuel contained in the air-fuel mixture and the density of the in-cylinder gas at the time of injection. That is, the state of the air-fuel mixture is sequentially determined depending on the injection pressure at the time of injection of fuel contained in the air-fuel mixture and the density of the in-cylinder gas at the time of injection.
  • the temperature of the in-cylinder gas with respect to the elapsed time after fuel injection differs depending on the time of fuel injection.
  • the fuel injection pressure at the time of fuel injection and the density of in-cylinder gas at the time of fuel injection also differ depending on the time of fuel injection. Accordingly, the state of the air-fuel mixture proceeding in the combustion chamber differs depending on the time of injection of fuel contained in the air-fuel mixture.
  • the fuel when a certain amount of fuel is injected into the combustion chamber, the fuel is continuously injected for an injection period set according to the injection amount. Therefore, the air-fuel mixture traveling in the combustion chamber is microscopically viewed. In terms of fuel, the fuel contained in the portion closer to the head of the mixture is injected earlier. In other words, depending on the position in the region occupied by the air-fuel mixture (specifically, the distance in the direction of the injection hole from the air-fuel mixture leading position), the injection time of the portion of the fuel corresponding to that position differs from the above.
  • the state of the air-fuel mixture (relative to the elapsed time after fuel injection) (temperature, etc.) is at a position within the region occupied by the air-fuel mixture.
  • the degree of emission generated due to the combustion of the mixture varies depending on the position in the region occupied by the mixture.
  • the degree of emission is also non-uniform, and as a result, the total amount of emissions generated in the combustion chamber is Such non-uniformities can be greatly affected.
  • the mixture temperature estimated in the conventional apparatus (that is, the state of the mixture) is such that the fuel is injected at a time (instantaneously at the start of injection) without considering the injection period. It is a value calculated as a thing. That is, the mixture temperature is a value obtained without considering the above-described non-uniformity of the mixture. Therefore, if the total emission amount is estimated based on the mixture temperature estimated by the above-mentioned conventional apparatus, an error occurs in the estimated emission emission amount. As a result, the emission generation amount (accordingly, There is a problem that the amount of emissions cannot be controlled with high accuracy.
  • the present invention has been made to cope with such problems, and an object of the present invention is to provide an internal combustion engine that can accurately estimate the state of the air-fuel mixture in consideration of the non-uniformity of the air-fuel mixture that proceeds in the combustion chamber. Emission generation amount that can accurately estimate the total emission amount in the combustion chamber in consideration of the non-uniformity of emission generation based on the non-uniformity of the mixed gas state It is to provide an estimation device.
  • the air-fuel mixture state estimation device is characterized in that the fuel is continuously injected into a plurality of portions for a predetermined injection period from a predetermined injection start point in the combustion chamber of the internal combustion engine. And assuming that each portion of the divided injected fuel is sequentially and independently injected over time from the predetermined injection start time, each portion of the injected fuel is And an air-fuel mixture state estimating means for individually estimating the state of each air-fuel mixture formed by mixing with the in-cylinder gas sucked into the cylinder.
  • the state of the mixture is, for example, the temperature of the mixture, the fuel concentration in the mixture, the oxygen concentration in the mixture, the nitrogen concentration in the mixture, and the like. .
  • the mixture gas state estimation means is configured to determine the in-cylinder gas for each portion of the divided injected fuel.
  • the value representing the degree to which the in-cylinder gas is mixed is obtained separately, and the value representing the degree to which the acquired in-cylinder gas is mixed with the corresponding part is formed based on each part. It is preferable to be configured to individually estimate the state of each gas mixture.
  • the value representing the degree to which the in-cylinder gas is mixed is, for example, the excess air ratio of the air-fuel mixture, the fuel concentration in the air-fuel mixture, or the like.
  • each state of the air-fuel mixture can be estimated individually as having been injected with the corresponding portion of fuel at the injection time of the corresponding portion. Therefore, the state of each air-fuel mixture can be estimated individually and accurately in consideration of the non-uniformity between the air-fuel mixtures formed based on the portions of the injected fuel.
  • the injected fuel dividing means divides the predetermined injection period into a plurality of periods in accordance with a predetermined rule, and sequentially injects the injected fuel corresponding to the divided periods. It is preferable to be configured to be divided into parts.
  • the plurality of divided (number of divisions) periods may be set to a value equal to a period obtained by dividing the injection period by the number of divisions, for example.
  • the plurality of periods are uniform.
  • the plurality of periods may be set so that the fuel amount of the portion of the injected fuel corresponding to each period is equal. In this case, the plurality of periods may be non-uniform.
  • the number of divisions may be changed according to the injection period. That is, for example, the number of divisions may be increased as the injection period becomes longer (that is, as the total fuel injection amount becomes larger). In this way, according to the above configuration, it is possible to easily obtain a plurality of portions in the injected fuel simply by dividing the injection period into a plurality of periods according to a simple rule regarding time.
  • the mixture state estimation apparatus further includes ignition timing acquisition means for acquiring a value representing the ignition timing of the mixture, and the injected fuel sorting means uses the acquired ignition timing.
  • the injection fuel may be configured to be divided into a portion injected before the mixture is ignited and a portion injected after the mixture is ignited based on the expressed value.
  • the value indicating the ignition timing of the mixture is, for example, the ignition timing of the mixture itself, the time required from the start of fuel injection to the ignition of the mixture (hereinafter referred to as “ignition delay time”), etc. It is.
  • ignition delay time the time required from the start of fuel injection to the ignition of the mixture
  • diffusive combustion mainly occurs in the air-fuel mixture that forms mainly based on the fuel injected after ignition.
  • premixed combustion and diffusive combustion differ in reaction rate (and hence the amount of heat generated by combustion) (details will be described later).
  • the amount of increase is different.
  • the above configuration is based on this viewpoint. That is, according to the above configuration, since the injected fuel is divided into a portion that is injected before the mixture is ignited and a portion that is injected after the mixture is ignited, it is based on the fuel injected before the ignition. It is possible to individually estimate the state of the air-fuel mixture (temperature, etc.) and the state of air-fuel mixture (temperature, etc.) formed based on the fuel injected after ignition.
  • a value indicating a degree to which the in-cylinder gas is mixed with the first injected portion of the divided injected fuel for example, A mixture index value means for acquiring the first partial mixture index value corresponding to the progress in the combustion chamber of the first injected portion,
  • the air-fuel mixture state estimating means estimates the state of the air-fuel mixture formed based on the first injected portion by using the acquired first partial mixture index value,
  • the combustion chamber of a portion that is a value that represents the degree to which the in-cylinder gas is mixed with a portion that is injected after the second in the divided injected fuel and that is injected after the second The value corresponding to the progress at Under the assumption that it is determined based on the acquired first partial mixture index value corresponding to the acquired first partial mixture index value,
  • the value representing the degree to which the internal gas is mixed may be used to estimate the state of the air-fuel mixture that is formed based on the second and subsequent portions that are injected.
  • a value representing the degree to which the in-cylinder gas is mixed with the second and subsequent portions of the divided injected fuel, and the second and subsequent portions of the injected fuel is equal to the acquired first partial mixing index value corresponding to the progress. It is more preferable that the value is determined.
  • the above configuration is based on this viewpoint. That is, according to the above configuration, “a value indicating the degree to which the in-cylinder gas is mixed with the portion to be sprayed after the second” is based on the first part mixing index value, Therefore, it is not necessary to calculate “a value that represents the extent to which the in-cylinder gas is mixed with the portion that is injected after the second” using the complicated empirical formula. As a result, the state of each mixture can be estimated easily and individually with a small calculation load, while taking into account the non-uniformity between each mixture formed based on each part of the injected fuel.
  • the emission generation amount estimation device is based on the combustion of each of the air-fuel mixtures based on the corresponding air-fuel mixture state estimated by any of the air-fuel mixture state estimation devices according to the present invention.
  • Emission generation amount estimation means for individually estimating the amount of emission, which is a harmful substance generated in this way, is provided.
  • the emissions include at least soot, NOx, and the like, which have recently been strongly desired to reduce emissions. According to this, the generation of emissions (soot, NO x, etc.) caused by the combustion of each mixture based on the state of the corresponding mixture among a plurality of individually estimated states The quantity is estimated individually. Therefore, the total emission generation amount can be accurately estimated in consideration of the non-uniformity of the emission generation rate described above.
  • another emission generation amount estimation device is provided with an air-fuel mixture formed by mixing fuel injected into a combustion chamber of an internal combustion engine with in-cylinder gas sucked into the combustion chamber. Based on the assumption that a steady flame is generated in the combustion chamber after the fire, the fuel in the steady flame is caused by combustion in an excessive region based on the state in the steady flame.
  • Emission generation amount estimation means that individually estimates the amount of emission of harmful substances that are generated and the amount of emission generated due to combustion in the oxygen-excessive region in the steady flame. I have.
  • a so-called steady flame (or a flame having a form very close to the steady flame) may occur in the combustion chamber after the air-fuel mixture has ignited.
  • the region occupied by the steady flame is divided into a region where the fuel in the steady flame is excessive (thus, a region where the steady oxygen concentration is “0”), and an oxygen in the steady flame is excessive. It can be divided into areas (thus, areas where the steady fuel concentration is “0”).
  • one of the well-known empirical formulas used to calculate the amount of soot generated includes the value of the soot containing the fuel concentration value.
  • the emission generation amount estimation means individually calculates the emission generation speed corresponding to each of the air-fuel mixture or each region in the steady flame, and generates the calculated emission. It is preferable that the generation amount of the emission is estimated individually by integrating the speed over time.
  • the amount of emission can be calculated using a well-known empirical formula with sufficiently high reliability.
  • the emission generation amount estimation means is configured to integrate the time of the generation speed of the corresponding emission when the temperature of the air-fuel mixture or the temperature in the region in the steady flame becomes lower than a predetermined temperature. It is preferable that the process is terminated.
  • FIG. 1 is a schematic configuration diagram of an entire system in which an emission generation amount estimation device including an air-fuel mixture state estimation device for an internal combustion engine according to a first embodiment of the present invention is applied to a four-cylinder internal combustion engine (diesel engine). is there.
  • FIG. 2 schematically shows how gas is drawn from the intake manifold into the cylinder (cylinder) of one cylinder and discharged into the exhaust manifold hold. It is a figure.
  • FIG. 3A is a diagram schematically showing the state of the fuel when it is injected at one time.
  • Fig. 3B is a diagram schematically showing the state of the fuel that is mixed with the in-cylinder gas and becomes an air-fuel mixture and diffuses in a conical shape.
  • Fig. 4 shows that the injection period is divided equally into three periods, the first half, the middle, and the second half, and is formed based on the portion of the fuel that is sequentially injected corresponding to each period.
  • FIG. 6 is a diagram schematically showing the state of the air-fuel mixture.
  • FIG. 5 is a flowchart showing the first part of the noretin for calculating the mixture temperature and the like and the emission amount executed by the CPU shown in FIG.
  • FIG. 6 is a flowchart showing the second part of the routine for calculating the mixture temperature and the like and the amount of emission executed by the CPU shown in FIG.
  • FIG. 7 is a flowchart showing the third part of the routine for calculating the amount of mixture such as the mixture temperature executed by the CPU shown in FIG.
  • FIG. 8 is a flowchart showing the fourth part of the routine for calculating the mixture temperature and the like and the amount of emission executed by the CPU shown in FIG.
  • FIG. 9 is a flowchart showing the fifth part of the routine for calculating the mixture temperature and the like, and the emission amount executed by the CPU shown in FIG.
  • FIG. 10 is a table for determining the command fuel injection amount to be referred to when the CPU shown in FIG. 1 executes the routine shown in FIG.
  • FIG. 11 is a table for determining the fuel injection timing to be referred to when the CPU shown in FIG. 1 executes the routine shown in FIG.
  • FIG. 12 is a table for determining the basic fuel injection pressure referred to when the CPU shown in FIG. 1 executes the routine shown in FIG.
  • FIG. 13 is a flowchart showing a routine for performing fuel injection control executed by the CPU shown in FIG.
  • Figure 14 shows that the injection period is divided into two periods before and after ignition, and based on the respective fuel parts injected in sequence corresponding to each period! It is a diagram schematically showing the state of mind.
  • FIG. 15 is a flowchart showing the changed part of the routine shown in FIG. 5 when the CPU of the second embodiment executes the routine shown in FIG.
  • FIG. 16 is a flowchart showing a changed part of the routine shown in FIG. 7 when the CPU of the second embodiment executes the routine shown in FIG.
  • FIG. 17 is a flowchart showing the changed part of the routine shown in FIG. 9 when the CPU of the second embodiment executes the routine shown in FIG.
  • Figure 18 shows how the injection period is divided into n periods, and the time lapse of n fuel-air mixtures formed on the basis of the n fuel parts that are sequentially injected corresponding to the n periods Is a diagram schematically showing the state (from the start of injection to the end of injection)
  • Figure 19 shows the calculation of the amount of emissions, such as the mixture temperature, executed by the CPU of the third embodiment.
  • a flow chart showing the first part of the routine to do.
  • FIG. 20 is a flowchart showing the second part of the noretin for calculating the mixture temperature and the like and the amount of emission executed by the CPU of the third embodiment.
  • FIG. 21 is a flowchart showing the third part of the routine for calculating the mixture temperature and the like, and the emission amount executed by the CPU of the third embodiment.
  • FIG. 22 is a flowchart showing the fourth part of the routine for calculating the amount of emission such as the mixture temperature executed by the CPU of the third embodiment.
  • FIG. 23 is a flowchart showing the fifth part of the / ratin for calculating the amount of mixture such as the mixture temperature executed by the CPU of the third embodiment.
  • FIG. 24 is a flowchart showing a first part of a routine for calculating an emission amount related to the i (2 ⁇ i ⁇ n) -th injection executed by the CPU of the third embodiment.
  • FIG. 25 is a flowchart showing the second part of the routine for calculating the emission amount related to the i (2 ⁇ i ⁇ n) th injection executed by the CPU of the third embodiment.
  • FIG. 26 is a flowchart showing the third part of the routine for calculating the emission amount related to the i (2 ⁇ i ⁇ n) th injection executed by the CPU of the third embodiment.
  • FIG. 27 is a flowchart showing a fourth part of a routine for calculating an emission amount related to the i (2 ⁇ i ⁇ n) th injection executed by the CPU of the third embodiment.
  • Fig. 28 is a diagram showing the relationship between the rich region and lean region and the mixture reach when a steady flame is generated in the combustion chamber.
  • Fig. 29 is a graph showing the relationship between the excess air ratio (mixture arrival distance) and the steady-state mixture temperature rise in the area occupied by the steady flame.
  • Fig. 30 is a graph showing the relationship between the excess air ratio (mixture arrival distance) and the steady fuel concentration in the region occupied by the steady flame.
  • Figure 31 is a graph showing the relationship between the excess air ratio (mixture reach) and the steady oxygen concentration in the region occupied by the steady flame.
  • Figure 32 is a graph showing the relationship between the excess air ratio (mixture arrival distance) and the steady nitrogen concentration in the area occupied by the steady flame.
  • Fig. 33 is a graph showing the relationship between the post injection time and the excess air ratio in the area occupied by steady flame.
  • Fig. 34 is a graph showing the relationship between the elapsed time after injection and the steady-state mixture temperature rise in the region occupied by the steady flame.
  • Figure 35 is a graph showing the relationship between the elapsed time after injection and the steady fuel concentration in the region occupied by the steady flame.
  • Figure 36 shows the relationship between the post injection time and the steady oxygen concentration in the region occupied by the steady flame. It is the shown graph.
  • Figure 37 is a graph showing the relationship between post-injection elapsed time and steady nitrogen concentration in the region occupied by steady flame.
  • FIG. 38 is a flowchart showing the first part of the routine for calculating the emission amount such as the mixture temperature executed by the CPU of the fourth embodiment.
  • FIG. 39 is a flowchart showing the second part of the routine for calculating the mixture temperature and the like and the emission amount executed by the CPU of the fourth embodiment.
  • FIG. 40 is a flowchart showing a third part of a routine for calculating the amount of emission such as the mixture temperature executed by the CPU of the fourth embodiment.
  • FIG. 41 is a flowchart showing a fourth part of a routine for calculating the amount of emission such as the mixture temperature executed by the CPU of the fourth embodiment.
  • FIG. 1 shows a schematic configuration of an entire system in which an emission generation amount estimation device for an internal combustion engine according to a first embodiment of the present invention is applied to a four-cylinder internal combustion engine (diesel engine) 10.
  • This system consists of an engine body 20 including a fuel supply system, an intake system 30 for introducing gas into the combustion chamber (in-cylinder) of each cylinder of the engine body 20, and an exhaust gas from the engine body 20.
  • An air system 40 for discharging, an EGR device 50 for performing exhaust gas recirculation, and an electric control device 60 are included.
  • a fuel injection valve (injection valve, injector) 21 is disposed above each cylinder of the engine body 20.
  • Each fuel injection valve 21 is connected via a fuel pipe 23 to a fuel injection pump 22 connected to a fuel tank (not shown).
  • the fuel injection pump 22 is electrically connected to the electric control device 60, and is driven by a drive signal from the electric control device 60 (command signal corresponding to a command final fuel injection pressure Pcrf in described later).
  • the fuel is boosted so that the actual injection pressure (discharge pressure) of the fuel becomes the same command final fuel injection pressure Pcrf in.
  • the fuel injection valve 21 is electrically connected to the electric control device 60, and is injected by a drive signal (command signal corresponding to the command fuel injection amount (mass) Qfin) from the electric control device 60.
  • the valve is opened during the period TAU, so that the fuel whose pressure has been increased to the commanded final fuel injection pressure Pcrf in is directly injected into the combustion chamber of each cylinder by the commanded fuel injection amount Qfin.
  • the intake system 30 is connected to the upstream manifold of the intake manifold 31 and the intake manifold 31 connected to the combustion chamber of each cylinder of the engine body 20.
  • Intake pipe 3 2 constituting the passage, throttle valve 3 3 rotatably held in the intake pipe 3 2, throttle throttle for driving the throttle valve 3 3 in response to a drive signal from the electric control device 60
  • Valve actuator 3 3 a upstream of throttle valve 3 3, intercooler 3 4 and turbocharger 3 5, compressor 3 5 a, and intake pipe 3 2, which are sequentially installed in intake pipe 3 2
  • air cleaner 3-6 is included in intake pipe 3 2
  • the exhaust system 40 is connected to an exhaust manifold 41 connected to each cylinder of the engine body 20, an exhaust pipe 4 2 connected to a downstream assembly portion of the exhaust manifold 41, and an exhaust pipe 42. It includes a turbine 35 b of the turbocharger 35 disposed, and a diesel particulate filter (hereinafter referred to as “DPNR”) 4 3 interposed in the exhaust pipe 42.
  • the exhaust manifold 4 1 and the exhaust pipe 4 2 constitute an exhaust passage.
  • the EGR device 50 includes an exhaust gas recirculation pipe 51 that constitutes a passage for recirculating exhaust gas (EGR passage), an EGR control valve 52 that is interposed in the exhaust gas recirculation pipe 51, and an EGR cooler 53. ing.
  • the exhaust gas recirculation pipe 5 1 communicates the upstream exhaust passage (exhaust manifold 4 1) of the turbine 35 b and the downstream intake passage (intake manifold 3 1) of the throttle valve 3 3.
  • the EGR control valve 52 can respond to the drive signal from the electric control device 60 and change the amount of exhaust gas recirculated (exhaust gas recirculation amount, EGR gas flow rate).
  • Electric control device 6 program, tables (lookup tables, maps), and R OM 6 2, CPU 6 1 stored in advance constants or the like for executing the CPU 6 1, CPU 6 1 which are connected with each other via a bus RAM 6 3 temporarily stores data as needed, and stores data while the power is turned on, and keeps the stored data even when the power is turned off.
  • a microcomputer comprising an interface 65 including an AD converter.
  • the interface 65 is provided in the intake passage downstream of the hot-wire air flow meter 71 located in the intake pipe 32 and downstream of the throttle valve 33 and connected to the exhaust gas recirculation pipe 51.
  • Intake pipe pressure sensor 7 2 Intake pipe pressure sensor 7 3, Crank position sensor 7 4 Installed in the intake passage downstream of the throttle valve 3 3 and downstream of the part where the exhaust gas recirculation pipe 5 1 is connected , Axel opening sensor 75, Fuel temperature sensor 76 disposed in fuel pipe 23 near the discharge port of fuel injection pump 22, Cylinder as ignition timing acquisition means disposed for each cylinder Connected to the intake oxygen concentration sensor 7 8 disposed in the intake passage downstream of the internal pressure sensor 7 7 and the throttle valve 3 3 and downstream of the portion where the exhaust gas recirculation pipe 5 1 is connected.
  • the interface 6 5 includes a fuel injection valve 21, a fuel injection pump 2 2, a throttle valve actuator 3 3 a and EGR control valve 52 are connected to each other, and drive signals are sent to these in accordance with instructions from CPU 61.
  • the hot-wire air flow meter 7 1 measures the mass flow rate of intake air (intake air amount per unit time, fresh air amount per unit time) passing through the intake passage, and calculates the same mass flow rate Ga (air flow rate Ga). A signal to represent is generated.
  • the intake air temperature sensor 72 detects the temperature of the gas drawn into the cylinder of the engine 10 (ie, the combustion chamber, the cylinder) (ie, intake temperature) and generates a signal representing the intake temperature Tb. It has become.
  • the intake pipe pressure sensor 73 detects the pressure of gas sucked into the cylinder of the engine 10 (that is, the intake pipe pressure) and generates a signal representing the intake pipe pressure Pb.
  • the crank position sensor 74 detects the absolute crank angle of each cylinder, and generates a signal that represents the actual crank angle CAact and also represents the engine rotational speed NE, which is the rotational speed of the engine 10.
  • the accelerator opening sensor 75 detects the amount of operation of the accelerator pedal A P and generates a signal representing the amount of accelerator operation Accp.
  • the fuel temperature sensor 76 detects the temperature of the fuel passing through the fuel pipe 23, and generates a signal representing the fuel temperature Tcr.
  • Each in-cylinder pressure sensor 77 detects the pressure of the gas in the combustion chamber (therefore, the pressure of the in-cylinder gas), and generates a signal representing the in-cylinder gas pressure Pa. This in-cylinder pressure sensor 77 is used only for detecting the ignition timing as will be described later.
  • the intake oxygen concentration sensor 7 8 detects the oxygen concentration in the intake air and generates a signal representing the intake oxygen concentration R02in.
  • this device includes the air-fuel mixture state estimating device configured as described above.
  • Fig. 2 shows intake cylinder 31 in the cylinder (in the cylinder, combustion chamber) of one cylinder. Gas is drawn into the combustion chamber and the gas drawn into the combustion chamber is discharged into the exhaust manifold 41. It is the figure which showed the mode that is done.
  • the gas sucked into the combustion chamber includes fresh air sucked from the tip of the intake pipe 3 2 through the throttle valve 3 3, and the exhaust gas recirculation pipe. EGR gas sucked from 5 1 through EGR control valve 52 is included.
  • EGR rate The ratio of the amount of EGR gas to the sum of the amount of fresh air (mass) inhaled and the amount of mass of EGR (mass) inhaled (ie, EGR rate) depends on the electric controller 6 0 (CPU 6 1) Varies depending on the opening degree of the throttle valve 33 and the opening degree of the EGR control valve 52, which are appropriately controlled.
  • the fresh air and the EGR gas are sucked into the combustion chamber as the piston descends through the intake valve Vin opened during the intake stroke, and become in-cylinder gas.
  • the in-cylinder gas is sealed in the combustion chamber by closing the intake valve Vin near the time when the piston reaches the compression dead center. In the subsequent compression stroke, it is compressed as the biston rises.
  • this device When the piston reaches the vicinity of the compression top dead center (specifically, when a fuel injection start period (crank angle) CAinj which will be described later arrives), this device performs injection according to the command fuel injection amount Qf in Fuel is injected directly into the combustion chamber by opening the fuel injection valve 21 during the period TAU.
  • the (liquid) fuel injected from the nozzle hole of the fuel injection valve 21 immediately becomes fuel vapor due to the heat received from the in-cylinder gas that has become hot due to compression, and as time passes, While taking in the cylinder gas, it becomes an air-fuel mixture and diffuses conically in the combustion chamber.
  • the fuel of the command fuel injection amount Qfin is actually injected continuously for the injection period TAU from the fuel injection start timing CAinj, but in the following, for the sake of convenience, the fuel of the command fuel injection amount Qfin is Fuel injection start timing CAinj explains that it is injected at a moment (instantaneous).
  • Fig. 3B is a diagram that schematically shows the state of the fuel vapor of the mass Qfin shown in Fig. 3A at a certain time point after that (arbitrary elapsed time t after injection).
  • the fuel vapor of the mass Qfin can be called an in-cylinder gas of mass G (hereinafter referred to as “mixture-forming in-cylinder gas”) as a function of the post-injection elapsed time t at any post-injection elapsed time t. Is assumed to be a mixture of mass (Qfin + G).
  • This device estimates the state of this air-fuel mixture at an arbitrary post-injection elapsed time t.
  • the air-fuel mixture temperature Tmix As for the state of the air-fuel mixture, the air-fuel mixture temperature Tmix, the fuel concentration in the air-fuel mixture [Fuel] mix, the oxygen concentration in the air-fuel mixture [02] mix, The nitrogen concentration [N2] mix is estimated.
  • L a method for acquiring the excess air ratio; L, which is necessary for estimating the state of the air-fuel mixture, at an arbitrary post injection time t will be described.
  • stoich is the mass of the cylinder gas necessary for the combustion of the unit mass of fuel (hereinafter referred to as the “cylinder gas theoretical air-fuel ratio stoich”).
  • the in-cylinder gas theoretical air-fuel ratio stoich value is considered to change according to the oxygen concentration in the intake air, and can be obtained according to a predetermined function using the intake oxygen concentration R02in as an argument.
  • Non-Patent Document 1 The post-injection elapsed time based on the following formulas (2) and (3) as a function of t.
  • t is the elapsed time after injection
  • d / dt is a fuel dilution rate that is a function of the elapsed time t after injection.
  • C is the contraction coefficient
  • d is the nozzle diameter of the fuel injection valve 21
  • L is the logical dilution gas quantity
  • ⁇ is an effective injection pressure
  • the in-cylinder gas pressure PgO is determined when the in-cylinder gas state in the compression stroke (and the expansion stroke) is when the intake valve Vin is closed (that is, when the in-cylinder gas is sealed, hereinafter referred to as “IVC”). Thereafter, it can be calculated according to the following equation (4) under the assumption that adiabatic change occurs.
  • Pgivc is the in-cylinder gas pressure in IVC.
  • the intake pipe pressure Pb detected by the intake pipe pressure sensor 73 in IVC can be used as Pgivc.
  • Vg can be obtained as a function Vg (CA) of the crank angle CA based on the design specifications of the engine 10.
  • Vg ′ (Caivc) and Vg (CAinj) can also be obtained.
  • ⁇ is the specific heat ratio of the in-cylinder gas (constant in this example).
  • 0 is the fog angle shown in FIG. 3B.
  • the relationship between p gC and the effective injection pressure ⁇ P and the spray angle 0 can be acquired based on the previously defined table Map 0.
  • the total mass Mg of the in-cylinder gas can be obtained according to the following equation (5) based on the equation of state of gas in I V C.
  • Tgiv c is the in-cylinder gas temperature at I V C. Since I V C is near the compression bottom dead center, it is considered that the in-cylinder gas temperature is approximately equal to the intake air temperature Tb at I V C. Therefore, the intake air temperature Tb detected by the intake air temperature sensor 72 at I V C can be used as Tgivc.
  • R is the gas constant of the in-cylinder gas (constant in this example).
  • the post injection time t and the in-cylinder gas density og as a function of the post injection time t are obtained.
  • the fuel dilution rate c / dt is obtained as a function of the post injection time t according to the above equation (3).
  • the thermal energy (enthalpy) Hmix of the gas mixture can be expressed according to the following equation (6) using the gas mixture temperature Tmix.
  • Mmix is the total mass of the mixture (mixture mass)
  • the fuel vapor of mass Qfin is mixed with the gas mixture forming cylinder of mass G at any post-injection elapsed time t and becomes a mixture of mass (Qfin + G).
  • the mixture mass Mmix at the elapsed time t after injection is (Qfin + G).
  • G stoich ⁇ Qf inj”
  • the air-fuel mixture mass Mmix can be expressed by the following equation (8) using the excess air ratio.
  • the constant pressure specific heat Cmix of a gas mixture is considered to depend greatly on the oxygen concentration [02] mix in the gas mixture and the gas mixture temperature Tmix. It is.
  • funcCmix is a function for obtaining the constant pressure specific heat Cmix of the gas mixture with the oxygen concentration [02] mix of the gas mixture and the gas mixture temperature Tmix as arguments.
  • [02] mix and Tmix argument values when calculating the constant pressure specific heat Cmix of the air-fuel mixture using the above equation (9) for each minute time ⁇ t are the current time (ie, the elapsed time after injection). The value before the minute time ⁇ t is used.
  • the thermal energy ⁇ of the in-cylinder gas can be expressed by the following equation (10).
  • g is the mass of the in-cylinder gas newly taken into the air-fuel mixture during the minute time ⁇ t.
  • This mass g is the elapsed time after injection from the mass of the gas in the mixture forming cylinder at the elapsed time t after injection.
  • Tg is the temperature of the in-cylinder gas at the post injection time t, and is calculated according to the following equation (12) under the assumption that the in-cylinder gas state changes adiabatically after IVC. be able to.
  • Tgivc is the in-cylinder gas temperature in IVC
  • Vg (CAivc) is the in-cylinder volume corresponding to the crank angle CA in IVC.
  • Vg (CA) is the in-cylinder volume Vg (CA) at the present time (that is, the elapsed time after injection t).
  • Cg is the constant pressure specific heat of the in-cylinder gas at the post injection time t
  • the constant pressure specific heat Cmix of the air-fuel mixture is calculated according to the following equation (13) as in the above equation (9).
  • funcCg is a function for obtaining the constant pressure specific heat Cg of the in-cylinder gas with the oxygen concentration in the intake air [02] in and the in-cylinder gas temperature Tg as arguments.
  • the argument value of [02] in is detected by the intake oxygen concentration sensor 7 8
  • the above-mentioned intake oxygen concentration R02in is used.
  • the argument value of the in-cylinder gas temperature Tg the value at the present time (that is, the post injection time t) is used.
  • the thermal energy ⁇ 3 ⁇ 4 of the in-cylinder gas can be obtained according to the equation (10).
  • reaction heat Hr due to the chemical reaction generated in the gas mixture during the minute time ⁇ t can be expressed by the following equation (14).
  • Hf is a predetermined constant
  • qr is the fuel consumption due to the chemical reaction occurring in the air-fuel mixture during the minute time ⁇ t.
  • Chemical reactions subject to the fuel consumption qr include not only ignition reactions (thermal flame reactions) and low-temperature oxidation reactions (cool flame reactions), but also various other chemical reactions.
  • This fuel consumption qr depends largely on the oxygen concentration in the mixture [02] mix, the fuel concentration in the mixture [Fuel] mi X , and the mixture temperature Tmix. It can be expressed according to the following formula (15).
  • the mixture temperature Tpre before the chemical reaction is used as the argument value of the mixture temperature Tmix in the above equation (15).
  • the mixture temperature Tpre before the chemical reaction is determined after the in-cylinder gas having a mass g calculated by the above equation (11) is newly taken into the mixture, and the post-injection elapsed time (t ⁇ This is the temperature of the air-fuel mixture in the stage before the chemical reaction occurs during the minute time ⁇ t from ⁇ , and can be obtained according to the following equation (16).
  • Mmix (t—A t) and Cmix (t— ⁇ t) are the post injection time (t — The mass of the air-fuel mixture at ⁇ t) and the constant pressure specific heat of the air-fuel mixture, which can be obtained by the above equations (8) and (9), respectively.
  • the enthalpy Hmix (t- ⁇ t) of the air-fuel mixture at the elapsed time after injection (t – ⁇ t) is known.
  • the mixture temperature Tpre before the chemical reaction can be obtained. Therefore, since all the argument values on the right side of the above equation (15) can be obtained, the reaction heat Hr due to the above chemical reaction can be obtained according to the equations (15) and (14).
  • the post-injection elapsed time (enthalpy Hmix (t— ⁇ t) of the mixture at t— is known
  • Tf is the temperature of the fuel vapor itself, and can be calculated according to the following equation (18) in consideration of the latent heat per unit mass Qvapor when the liquid fuel changes to fuel vapor immediately after injection.
  • Crcr is a correction coefficient for taking into account the heat loss when the fuel passes through the fuel piping 23 from the vicinity of the discharge port of the fuel injection pump 22 to the fuel injection valve 21.
  • the fuel concentration [Fuel] mi X in the mixture at the post-injection elapsed time t is obtained from the above equation (8) with respect to the mixture mass Mmix at the post-injection elapsed time t.
  • ⁇ qr is the sum of the fuel consumption qr that is sequentially acquired and updated according to the above equation (15) every minute time ⁇ t from injection to the present time (elapsed time after injection)
  • the oxygen concentration [02] mix in the gas mixture at the elapsed time t after injection is equal to the “mass of oxygen present in the gas mixture at the elapsed time t after injection” with respect to the gas mixture mass Mmix at the elapsed time t after injection. It is a ratio.
  • the mass of the in-cylinder gas existing in the mixture at the post-injection elapsed time t is calculated from the mass G of the in-cylinder-forming in-cylinder gas at the post-injection elapsed time t described above from the present time (after the injection). This is a value obtained by subtracting the in-cylinder gas consumed by the chemical reaction until the elapsed time t).
  • Fuel consumption at minute time ⁇ t The amount of in-cylinder gas consumed by the chemical reaction in the air-fuel mixture during the minute time ⁇ t after reacting with the fuel of qr is gr (Equation 20) Can be expressed as
  • the mass of the in-cylinder gas existing in the gas mixture at the elapsed time after injection t can be expressed as “G-—gr”.
  • ⁇ gr is the in-cylinder gas consumption gr that is sequentially acquired and updated according to the above equation (20) every minute ⁇ t from injection to the present time (elapsed time after injection t). It is sum.
  • the “mass of oxygen present in the gas mixture at the elapsed time t after injection” is the above-mentioned “mass of in-cylinder gas present in the gas mixture at the elapsed time t after injection” to the oxygen concentration in the in-cylinder gas ( Therefore, it can be obtained by multiplying the oxygen concentration in the intake air [02] in). From the above, the oxygen concentration [02] mix in the gas mixture at the elapsed time t after injection can be expressed by the following equation (21).
  • the nitrogen concentration [N2] mix in the mixture at the elapsed time t after injection is the mass of nitrogen present in the mixture at the elapsed time t after injection relative to the above-mentioned mixture mass Mmix at the elapsed time t after injection. It is a ratio.
  • nitrogen in the in-cylinder gas is an inert gas and is not consumed by a chemical reaction in the gas mixture from the injection to the present time (elapsed time t after injection). Therefore, “the mass of nitrogen existing in the gas mixture at the post-injection elapsed time t” is equal to the mass G of the gas mixture forming cylinder gas at the post-injection elapsed time t to the nitrogen concentration in the in-cylinder gas (that is, during intake It can be calculated by multiplying the nitrogen concentration of [N2] in). From the above, the nitrogen concentration [N2] mix in the gas mixture at the post injection time t can be expressed by the following equation (22).
  • Non-Patent Document 2 Change rate of soot concentration [Soot] mix in the mixture obtained from the introduced empirical formula (23) below (Hereafter referred to as “Soot generation speed d [Soot] mix / dt”.) d [Soot] mix _ dmsT dmso
  • dmsf / dt is the soot concentration increase rate in the gas mixture due to soot generation [Soot] mix increase rate (hereinafter referred to as “soot generation rate”)
  • Dmso / dt is the soot concentration in the air-fuel mixture accompanying the oxidation of the soot generated in the air-fuel mixture [Sootlmix decrease rate (hereinafter referred to as “sot oxidation rate”).
  • Pg is the pressure of the in-cylinder gas, and can be calculated according to the following equation (26) on the assumption that the in-cylinder gas state changes adiabatic after I V C.
  • Pgivc is the in-cylinder gas pressure at I V C
  • Vg (CAivc) is the in-cylinder volume corresponding to the crank angle CA at I V C.
  • Vg (CA) is the in-cylinder volume Vg (CA) at the present time (that is, the elapsed time after injection t).
  • Equation (24) shows that the higher the fuel concentration [Fuel] mix in the gas mixture, the higher the gas mixture temperature Tmix, and the higher the in-cylinder gas pressure Pg, the higher the soot generation rate. It is easy to be generated).
  • Equation (25) indicates that the higher the soot concentration [Soot] mix in the mixture, the higher the oxygen concentration [02] mix in the mixture, and the higher the mixture temperature Tmix, The higher the Pg, the greater the rate of soot oxidation (so It is easy to disappear by acidification).
  • the value of the mixture mass Mmix is set to the value of the soot concentration [S 00 t] mix in the mixture.
  • the amount of NO generated is, for example, a formula based on the expanded Zel'dovich mechanism introduced by Morikita Publishing “Combustion Studies” by Yukio Mizutani (hereinafter referred to as “Non-Patent Document 3”).
  • NO generation rate d [N0] mix / dt the change rate of NO concentration [N0] mix in the gas mixture.
  • the state of the air-fuel mixture (temperature Tmix, etc.) acquired as described above and the amount of emissions generated are determined by the fuel injection start timing CAinj It is a value obtained under the assumption that the fuel is injected at a moment (instantaneous). That is, all of the fuel of mass Qf in is based on the fuel injection start timing CAinj, the effective injection pressure ⁇ ⁇ at the fuel injection start timing CAinj, and the in-cylinder gas density p g0 at the fuel injection start timing CAinj. However, as described above, the fuel of the command fuel injection amount Qfin is treated as a “single mixture” with a spray angle of 0 (see Fig. 3 B) determined.
  • the fuel is injected continuously for the injection period TAU from the fuel injection start timing CAinj. Therefore, if the mixture gas proceeding in the combustion chamber is viewed microscopically, the fuel contained in the portion closer to the tail portion of the mixture gas is injected later than the fuel injection start timing CAinj. In other words, the injection point of the fuel portion corresponding to the position differs depending on the position in the region occupied by the air-fuel mixture.
  • the state of the in-cylinder gas temperature Tg, density /) g, etc. with respect to the elapsed time after injection is different, and the effective injection pressure ⁇ ⁇ at the injection time, and at the injection time
  • the in-cylinder gas density p gO (and hence the spray angle ⁇ ) is also different.
  • the state of the air-fuel mixture progressing in the combustion chamber differs depending on the time of injection of fuel contained in the air-fuel mixture.
  • the state of the air-fuel mixture (temperature, etc.) with respect to the elapsed time after injection varies depending on the position in the region occupied by the air-fuel mixture. Therefore, the amount of emissions generated in the mixture varies depending on the position in the region occupied by the mixture. That is, the amount of emission generated in the mixture becomes non-uniform due to the non-uniformity of the mixture that proceeds in the combustion chamber.
  • the injection period TAU is divided into multiple periods. It is conceivable to divide the fuel of the command fuel injection quantity Qfin into each part that is injected sequentially corresponding to each divided period. Then, it is conceivable to individually estimate the state of each air-fuel mixture that is formed based on each of the above divided fuel parts.
  • this system equally divides the injection period TAU into three periods: 1st term 1 / 3TAU, 1st term 1 / 3TAU, 2nd term 1 / 3TAU,
  • the fuels of mass Q (l), Q (2), Q (3) will be injected individually corresponding to 1 / 3TAU in the first half, 1 / 3TAU in the middle, and 1 / 3TAU in the second half.
  • the fuel with the mass Q (l) for the injection period “1 / 3TAU” of the first injection burns.
  • Fuel injection start time CAin j is injected at a time, and after 1 / 3TAU has elapsed from the first injection, the injection period related to the second injection "Mid-term 1 / 3TAU" of mass Q (2) fuel is injected at a time.
  • fuel of mass Q (3) for the injection period “late 1 / 3TAU” related to the third injection is assumed to be injected at one time.
  • This device is based on the mixture that is formed based on the first injection (first mixture), the mixture that is formed based on the second injection (second mixture), and the third injection
  • first mixture first mixture
  • second mixture second injection
  • third air-fuel mixture Each of the three air-fuel mixtures of the air-fuel mixture that is formed (third air-fuel mixture) is handled individually, and for each air-fuel mixture, the state of the air-fuel mixture (temperature Tmix, etc.) and the amount of emissions generated are individually To estimate.
  • the state of the air-fuel mixture and the emission generation amount can be estimated individually.
  • this device estimates the total emission generation amount (specifically, the total generation amount Soot, the total NO generation amount N O) by summing the emission generation amounts estimated for each air-fuel mixture.
  • the total emission generation amount is taken into consideration, and the total emission generation amount can be accurately estimated.
  • This system starts the calculation related to the estimation of the state of the mixture and the amount of emission generated immediately after IVC when the amount of in-cylinder gas is fixed, and before the arrival of fuel injection start time CAinj Complete the estimation of the total generation amount (specifically, the total generation amount of soot and NO total generation amount NO).
  • this equipment calculates the target emission generation amount (soot target generation amount So 0 tter, NO target generation amount N Oter) from the operating state of the engine, and the estimated total soot generation amount Soot and total NO generation
  • the fuel injection pressure is feedback controlled so that the total generation amount of one of them becomes smaller.
  • the present device increases the fuel injection start pressure by a predetermined amount above the basic fuel injection pressure Pcrbase. As a result, the soot generation amount is controlled to decrease.
  • the present apparatus lowers the fuel injection start pressure by a predetermined amount from the basic fuel injection pressure Pcrbase. As a result, the amount of NO generation is controlled in a smaller direction.
  • the CPU 61 repeatedly executes the routine for calculating the mixture temperature, etc. and the emission amount shown in the series of flowcharts in FIGS. 5 to 9 for each cylinder every predetermined time. It has become. Therefore, when the predetermined timing is reached, the CPU 61 starts processing from step 500 and proceeds to step 500 to determine whether or not the intake valve Vin has changed from the open state to the closed state (that is, IVC is If it is judged as “No”, the process immediately proceeds to step 5 95 and ends this routine once.
  • the CPU 61 judges “Y es” when it proceeds to step 5 0 5 and proceeds to step 5 1 0 to determine the IVC crank angle CAivc as the crank position sensor.
  • 7 Set the current actual crank angle CAact value obtained from 4 to CAact, set IVC in-cylinder gas pressure Pgivc to the current intake pipe pressure Pb value obtained from intake pipe pressure sensor 73, and set IVC Set the in-cylinder gas temperature Tgivc to the value of the current intake air temperature Tb obtained from the intake air temperature sensor 7 2, and set the intake air oxygen concentration [02] in to the current intake oxygen concentration obtained from the intake oxygen concentration sensor 7 8 Set to the value of R02in.
  • the CPU 61 proceeds to step 5 15, and based on the set IVC in-cylinder gas pressure Pgivc, the set IVC in-cylinder gas temperature Tgivc, and the above equation (5). Find the total mass Mg of the in-cylinder gas.
  • the CPU 6 1 proceeds to step 5 20, and the current accelerator opening Accp obtained from the accelerator opening sensor 7 5, the current engine speed NE obtained from the crank position sensor 7 4, 1 Table shown in 0 (map) Calculate the command fuel injection amount Qfin (ie, fuel injection period TAU) from MapQfin.
  • the table MapQfin is a table that defines the relationship between the accelerator opening degree Accp, the engine speed NE, and the commanded fuel injection amount Qfin, and is stored in the ROM 62.
  • C P U 61 proceeds to step 5 25 and determines the fuel injection start timing CAinj from the command fuel injection amount Qfin, the engine rotational speed NE, and the table MapCAinj shown in FIG.
  • the table MapCAinj is a table that defines the relationship between the commanded fuel injection amount Qfin, the engine speed NE, and the fuel injection start time CAinj, and is stored in the ROM 62.
  • step 5 30 determines the basic fuel injection pressure Pcrbase from the command fuel injection amount Qfin, the engine speed NE, and the table MapPcrbase shown in Fig. 12. o
  • the table MapPcrbase is This table defines the relationship between the command fuel injection amount Qfin, the engine speed NE, and the basic fuel injection pressure Pcrbase, and is stored in ROM 62.
  • the CPU 6 1 proceeds to step 5 3 5, and the fuel injection period TAU obtained above is divided by 3. From the value “TAU / 3J, the basic fuel injection pressure Pcrbase obtained above, and the function f uncPcr, the fuel injection pressures Per (1), Per (1) for each of the first injection, the second injection, and the third injection 2), Per (3) As described above, the first injection (mass Q (l)) is executed at a time at the fuel injection start timing CAinj, and the second injection (mass Q (2)) is The function funcPcr is assumed to be executed once after 1 / 3TAU has elapsed from the first injection, and the third injection (mass Q (3)) is executed once after 1 / 3TAU has elapsed from the second injection.
  • step 540 the first injection and the second injection are performed from the obtained fuel injection period TAU, the value “TAU / 3”, the obtained basic fuel injection pressure Pcrbase, and the function funcQ. , And the fuel quantity (mass) Q (l), Q (2), and Q (3) for the third injection.
  • This step 540 corresponds to the injected fuel classification means.
  • the function funcQ indicates that fuel is continuously injected from the fuel injection start timing CAinj to the fuel injection period TAU in the state where the injection pressure is adjusted to the basic fuel injection pressure Pcrbase obtained above at the fuel injection start timing CAinj.
  • This is an M number that determines the fuel quantity Q (l), Q (2), and Q (3) in consideration of the fluctuation (decrease) in the injection pressure.
  • step 545 the CPU 61 proceeds to step 545 to calculate the first injection, the second from the value “TAU / 3”, the current engine speed NE, the fuel injection start time CAinj determined above, and the function funcCAinj. Obtain the crank angles CAinj (l), CAinj (2), CAinj (3) at the time of each injection of injection and third injection.
  • the function funcCAinj is a function that calculates the crank angle CAinj (l), CAinj (2), CAinj (3) assuming that the engine speed NE is constant at the current value.
  • the crank angle CAinj (1) at the first injection is set to a value corresponding to the fuel injection start timing CAinj
  • the crank angle CAinj (2) at the second injection is set to the fuel injection start timing CAinj ( Therefore, it is set to a value corresponding to the time delayed by the period ⁇ TAU / 3 '' from the first injection)
  • the crank angle CAinj (3) at the third injection is only the period ⁇ TAU / 3 '' from the second injection.
  • step 550 the CPU 61 proceeds to step 550 and obtains the fuel vapor temperature Tf based on the current fuel temperature Tcr obtained from the fuel temperature sensor 76 and the above equation (18). Subsequently, the CPU 61 proceeds to step 555, where the in-cylinder oxygen concentration [02] in and the function funcstoich for obtaining the in-cylinder gas theoretical air-fuel ratio stoich with [02] in as an argument are calculated. Find the stoichiometric gas-fuel ratio stoich.
  • step 560 the in-cylinder oxygen concentration [02] in and the function func [N2] for determining the nitrogen concentration in the in-cylinder gas with [02] in as an argument are calculated. Determine the nitrogen concentration in the gas (ie, intake nitrogen concentration [N2] in).
  • step 565 the CPU 61 proceeds to step 565 to obtain a current engine speed NE, a minute time ⁇ ⁇ (for example, 0.1 msec), and a minute crank angle ACA with NE and ⁇ t as arguments.
  • a small crank angle ACA which is a crank angle corresponding to the small time ⁇ t, is obtained.
  • the minute crank angle ACA is a crank angle corresponding to the minute time ⁇ t when the engine speed NE is a value at the current point (that is, immediately after I VC).
  • the CPU 61 proceeds to step 570, sets the total soot generation amount Soot to the initial value SootO, sets the total NO generation amount NO to the initial value NO0, and sets the value of the variable i to “0” in the subsequent step 575.
  • the initial value SootO corresponds to the amount of soot contained in the in-cylinder gas from the time before fuel injection (and thus included in the EGR gas in advance), and the initial value NO0 is the value before fuel injection. This corresponds to the amount of NO contained in the in-cylinder gas from the point of time (thus pre-contained in the EGR gas).
  • the CPU 61 proceeds to step 610, where the total mass Mg of the in-cylinder gas obtained in the previous step 515 is determined as the i-th (first) crank angle CAinj (i) obtained in the previous step 545.
  • the cylinder gas density pgO (at the time of the first injection) is obtained by dividing by the cylinder volume V g (CAinj (1)) at the time of the first injection obtained from
  • the CPU 61 proceeds to step 615, and the I VC cylinder gas pressure Pgivc obtained in the previous step 510, the I VC cylinder volume Vg (CAivc), and the i th (first) injection.
  • Time 6306769 In-cylinder gas pressure PgO (at the time of the first injection) is obtained based on the in-cylinder volume Vg (CAinj (i)) and the equation corresponding to the above equation (4).
  • the CPU 61 proceeds to step 620 and subtracts the in-cylinder gas pressure PgO from the i-th (first) injection pressure Pcr (i) obtained in the previous step 535 (at the time of the first injection).
  • Obtain the effective injection pressure ⁇ and in step 625, obtain the spray angle 0 (related to the first injection) based on the obtained effective injection pressure ⁇ , in-cylinder gas density pgO, and table Map 0. .
  • the spray angle 0 is determined based on the effective injection pressure ⁇ and the in-cylinder gas density pg0 at the i-th (first) injection time point (ie, the crank angle CAinj (l)).
  • step 630 sets the previous value of excess air ratio; Lb to the initial value “0”, and then continues to step 635 (related to the first mixture) to set the value of the gas mass G in the mixture formation cylinder
  • step 635 related to the first mixture
  • step 640 that follows, the fuel consumption integrated value sumqr and the in-cylinder gas consumption integrated value sumgr are both set to the initial value “0”.
  • the CPU 61 proceeds to step 645 and sets the enthalpy Hraix of the mixture (related to the first mixture) to the initial value (ie, in the previous step 540) according to the equation corresponding to the above equation (17).
  • the i-th (first) injection amount Q (i) obtained, the constant-pressure specific heat Cf of the fuel, and the fuel vapor temperature Tf obtained in the previous step 550 are set.
  • step 650 sets the constant pressure specific heat Cmix of the mixture (related to the first mixture) to the constant pressure specific heat Cf of the fuel, which is the initial value, and continues to step 655 (the first mixture).
  • the mixture mass Mmix is set to the initial value i-th (first) injection amount Q (i).
  • step 660 related to the first mixture NO in the mixture Set the concentration [NO] mix, soot concentration [Soot] mix, and oxygen concentration [02] mix to the initial value “0” respectively, and the fuel concentration in the gas mixture (related to the first gas mixture) [Fuel] mi X Is set to the initial value “1”.
  • step 665 sets the elapsed time t after injection (related to the first mixture) to the initial value “0”, and sets the crank angle CA (related to the first injection) to the initial value.
  • i-th (1st) Set crank angle CAinj (i) during injection.
  • the post-injection elapsed time t related to the i-th (first) mixture is counted from the time of the i-th (first) injection.
  • the CPU 61 proceeds to step 670 to initialize both the value of the flag ENDsoot and the value of the flag ENDno to “0”.
  • the flag ENDsoot indicates that the soot concentration [Soot] mix value is being updated when the value is “1”, and the soot concentration [Soot] mix is updated when the value is “0”. Indicates that it has finished.
  • the flag ENDno has the value “1” indicates that the value of NO concentration [N0] mix is being updated, and if the value is “0”, it indicates that the update of NO concentration [N0] mix has been completed. In this way, various initial values for the i-th (first) injection are determined.
  • CPU 61 proceeds to the routine of FIG. 7 and starts processing for calculating the mixture temperature related to the i-th (first) injection. Specifically, CPU 61 first proceeds to step 705,
  • the value of the elapsed time t after injection (currently “0”) is increased / updated by the minute time At and the value of the crank angle CA (related to the first injection) (currently , Increase “CAinj (l)”) by a small crank angle ACA.
  • the value of the crank angle CA is maintained at a value corresponding to the post injection time t.
  • step 710 the total mass Mg of the in-cylinder gas obtained in the previous step 515 is calculated as the in-cylinder volume Vg corresponding to the crank angle CA updated in the above step 705.
  • CA post injection time by dividing with t (accordingly, the crank angle CA) (according to the morphism first injection) at the determined in-cylinder gas density P g.
  • step 715 the CPU 61 proceeds to step 715 to correspond to the IVC in-cylinder gas pressure Pgivc, the I VC in-cylinder volume Vg (CAivc), and the crank angle CA obtained in step 510.
  • the CPU 61 calculates the in-cylinder gas pressure Pg (related to the first injection) at the post injection time t (and hence the crank angle CA) ⁇
  • the CPU 61 proceeds to step 720, and the cylinder temperature corresponding to the IVC hour cylinder gas temperature Tgivc obtained in the above step 510, the 'I VC hour cylinder volume Vg (CAivc), and the crank angle CA is obtained. Based on the internal volume Vg (CA) and the above equation (12), the in-cylinder gas temperature Tg (related to the first injection) at the post injection time t (accordingly, the crank angle CA) is obtained.
  • the CPU 61 proceeds to step 725, and takes the intake oxygen concentration [02] in obtained in step 510, the in-cylinder gas temperature Tg obtained in step 720, and [02] in, Tg as arguments.
  • the function funcCg for obtaining the constant pressure specific heat Cg of the in-cylinder gas and the above equation (13) the post-injection elapsed time t (hence the crank angle CA) (related to the first injection) Obtain the constant pressure specific heat Cg.
  • the CPU 61 proceeds to step 730, and the in-cylinder gas density obtained in the previous step 710, the spray angle 0 obtained in the previous step 625, and the effective injection pressure ⁇ obtained in the previous step 620 Based on the post-injection elapsed time t related to the i-th (first) injection updated in the previous step 705 and the above equation (3), the fuel dilution rate d / dt related to the i-th (first) injection is Ask.
  • the CPU 61 proceeds to step 735, and according to the above equation (2), the i th (first) The excess air ratio related to injection; L is the previous value L b of the excess air ratio at that time (currently “0” by the processing of step 6 30), and the obtained fuel dilution ratio d / dt is very small. Update the value by adding the value “c / dt ' ⁇ ⁇ ” multiplied by the time ⁇ t. As a result, the excess air ratio L (related to the first injection) at the post injection time t (and hence the crank angle CA) is obtained.
  • step 7 40 the cylinder gas theoretical air-fuel ratio stoich obtained in the previous step 5 5 5, the excess air ratio obtained in the step 7 3 5, and the excess air ratio Previous value; L b (currently “0” by the processing of step 6 3 0.
  • step 7 8 5 the value set in step 7 8 5 described later
  • i set in step 5 4 0
  • the first (first) injection amount Q (i) and the equation corresponding to the above equation (11) (related to the first mixture) Minute time ⁇ ⁇ (Elapsed time after injection (t- ⁇ :) ⁇ Find the in-cylinder gas mass g newly taken into the air-fuel mixture during t).
  • the CPU 6 1 proceeds to step 7 45 and takes the gas mass G in the mixture forming cylinder into the value at that time (currently “0” by the processing of step 6 3 5) as described above. Update to the value obtained by adding the in-cylinder gas mass g. As a result, the gas mass G in the mixture formation cylinder (related to the first injection) at the post injection time t (and hence the crank angle CA) is obtained.
  • the CPU 61 proceeds to Step 7500, and the mixture mass Mmix is changed to the current value (currently, the first injection amount Q (l) by the processing of Step 6555). It is updated to the value obtained by adding the in-cylinder gas mass g taken in to. As a result, the air-fuel mixture mass Mmix (related to the first injection) at the post injection time t (and hence the crank angle CA) is obtained.
  • the CPU 61 proceeds to step 7 60, and the enthalpy Hpre of the mixture before the chemical reaction obtained above is changed to the mixture mass Mmix obtained in the above step 7 50 0 of the mixture at that time.
  • the value multiplied by the constant pressure specific heat Cmix currently, the constant pressure specific heat Cf D of the fuel by the processing of step 6 50 0 from the next time, the value set in step 8 30 described later.
  • Step 7 65 the oxygen concentration in the gas mixture at that time [02] rain (currently “0” by the processing of Step 6 60. From the next time, the steps to be described later are performed. And the fuel concentration [Fuel] mix (currently “0” by the processing of step 6 60. From the next time, it will be set in step 8 15 described later) ) And the temperature Tpre of the air-fuel mixture before the chemical reaction obtained above and the above equation (15), and the minute time ⁇ t (between the post injection time (t ⁇ t) to t) Fuel consumption due to chemical reactions occurring in the gas mixture Calculate the cost qr.
  • step 7 70 the CPU 61 proceeds to step 7 70 and, based on the obtained fuel consumption qr and the above equation (14), a minute time ⁇ t (elapsed time after injection (t 1 ⁇ 1 :) to t
  • step 7 75 the enthalpy Hmix of the mixture is obtained as the enthalpy Hpre of the mixture before the chemical reaction. Set and update to the value with reaction heat Hr added. As a result, the enthalpy Hmix of the air-fuel mixture (related to the first injection) at the post injection time t (and hence the crank angle CA) is obtained.
  • step 7 80 the mixture enthalpy Hmix obtained in step 7 75, the mixture mass Mmix obtained in step 7 5 0, and the mixture at that time Amixture constant-pressure specific heat Cmix (currently, the constant-pressure specific heat Cf of the fuel by the processing of step 65 50.
  • the value set in step 8 30 described later the above equation (7)
  • This step 780 corresponds to the mixture state estimation means.
  • CPU 6 1 proceeds to step 7 8 5 and sets the previous value of excess air ratio; lb to the value of excess air ratio ⁇ obtained in step 7 3 5 above in preparation for the next calculation. .
  • This value will be used in step 7 35 described above. In this way, the mixture temperature Tmix related to the i-th (first) injection at the post-injection elapsed time t is calculated.
  • C P U 61 proceeds to the routine of FIG. 8 and starts processing for calculating various concentrations related to the i-th (first) injection. Specifically, CP II 61 first proceeds to Step 8 0 5, and within a minute time ⁇ t (between post injection time (t ⁇ ⁇ 1) to t) obtained in Step 7 65 above.
  • step 8 10 The fuel consumption integrated value sumqr is changed to the value at that time (currently “0” by the processing of Step 6 4 0), and the fuel consumption qr obtained in Step 6 75 is Set and update to the added value, and add the in-cylinder gas consumption integrated value sumgr (related to the first gas mixture) to the current value (currently Set “Update” to the value obtained by adding the above-mentioned in-cylinder gas consumption gr obtained in Step 8 0 5 to “0” by the processing of Step 6 40.
  • the fuel consumption integrated value sumqr (related to the
  • step 8 1 5 the CPU 6 1 proceeds to step 8 1 5, and the i th (No. 1 Eye) Based on the injection amount Q (i), the fuel consumption integrated value sumqr obtained above, the mixture mass Mraix obtained in step 7 50, and the equation corresponding to equation (19) above, Obtain the fuel concentration [Fuel] mix in the air-fuel mixture at the post-injection elapsed time t (and therefore, the crank angle CA).
  • step 8 2 0 and step 7 4 In-cylinder formation cylinder mass G obtained in step 5, in-cylinder gas consumption integrated value suragr obtained in step 5, 10 Intake oxygen concentration [02] in set in step 5 1 0, step 7 5
  • the oxygen concentration in the mixture (related to the first injection) at the post injection time t (hence the crank angle CA) [02] Ask for a mix.
  • Step 8 25 the CPU 61 proceeds to Step 8 25 and proceeds to Step 8 2 5 where the gas mixture gas mass G obtained in Step 7 4 5 and the intake nitrogen concentration [N2] in set in Step 5 6 0 are obtained.
  • Step 7 50 Nitrogen in the mixture at the post-injection elapsed time t (and therefore the crank angle CA) based on the mixture mass Mmix obtained in step 50 and the above equation (22) Find the concentration [N2] mix.
  • Steps 8 1 5 to 8 2 5 also correspond to the mixture state estimation means.
  • Step 8 30 the oxygen concentration in the gas mixture [02] mix obtained in Step 8 2 0 above, and the gas mixture temperature Tmix obtained in Step 7 80, Based on the above equation (9), the constant pressure specific heat Cmix of the mixture (related to the first injection) at the post injection time t (and hence the crank angle CA) is obtained. This value is used in steps 7 6 0 and 7 80 after that.
  • the CPU 61 proceeds to Step 8 3 5 to determine whether or not the value of the flag E NDsoot is “0”. If it is determined to be “No”, the soot concentration [So 0 Update the t] mix (Time integration process of the soot generation speed d [soot] mix / dt. Step 8 5 5) Proceed immediately to step 8 7 0 without performing the above.
  • step 8 3 5 the value of the flag E NDsoot has been set to “0” by the processing of the previous step 6 70. Therefore, CPU 6 1 determines “Y es” in step 8 3 5 and proceeds to step 8 40, where the fuel concentration [Fuel] mix in the mixture obtained in step 8 1 5 and step 7 1 Based on the in-cylinder gas pressure Pg obtained in step 5, the mixture temperature Tmix obtained in step 7 80, and the above equation (24), the soot generation rate dmsf / dt is obtained.
  • CPU 6 1. proceeds to step 8 4 5, and the soot concentration in the gas mixture at that time [Soot] mix (currently “0” by the process of step 6 60. From the next time, it will be described later.
  • the value set in step 8 5 5), the oxygen concentration [02] mix in the gas mixture obtained in step 8 2 0, and the cylinder gas pressure Pg obtained in step 7 1 5 Then, the soot oxidation rate dmso / dt is obtained based on the mixture temperature Tmix obtained in step 7 80 and the above equation (25).
  • step 8 50 the soot generation rate dmsf / dt, the soot oxidation rate dmso / dt, and the soot generation rate based on the above equation (23) are obtained.
  • d [soot] mix / dt is obtained, and in step 855, the soot concentration [Soot] mix in the gas mixture is obtained as the above value (currently “0” by the process in step 660).
  • the soot generation rate d [soot] mix / dt multiplied by a minute time ⁇ t Set to the value obtained by adding “d [Soot] mix / dt ⁇ ⁇ t”.
  • This step 855 corresponds to an emission generation amount estimation means.
  • the CPU 61 proceeds to step 860, where the crank angle CA is after the compression top dead center (hereinafter referred to as “TDC”) and the post-injection elapsed time t (hence, the crank angle CA).
  • TDC compression top dead center
  • t post-injection elapsed time t
  • Step 865 when determining “Yes”, the CPU 61 proceeds to Step 865 and changes the value of the flag EN Dsoot from “0” to “1”. As a result, the CPU 61 subsequently determines “No” when it proceeds to step 8 35, and as described above, the soot concentration [Soot] mix in the mixture is updated (step 855). Disappear. As a result, soot concentration [unnecessary calculation related to the update of Soot ix can be omitted, and the calculation load of the CPU 61 can be reduced.
  • C.PU61 makes a “No” determination at step 860 and proceeds immediately to step 870. That is, the value of the flag ENDsoot is maintained at “0”.
  • step 870 determines whether or not the value of the flag ENDno is “0”. If the determination is “No”, the CPU 61 updates the NO concentration [N0] mix in the mixture (time integration processing of NO generation speed d [N0] mix / dt, step 880), which will be described later. Without proceeding to step 905 in FIG.
  • step 870 determines “Yes” in step 870 and proceeds to step 875, where the nitrogen concentration [N2] mix in the mixture obtained in step 825 and the mixture in the mixture obtained in step 820 are determined. Based on the oxygen concentration [02] mix, the mixture temperature Tmix obtained in step 780, and the above equation (27) V, the NO generation rate d [NO] mix / dt is obtained.
  • step 880 sets the NO concentration [Soot] mix in the gas mixture to the value at that time (currently “0” by the process of step 660).
  • Value obtained by multiplying [NO] mix / dt by minute time ⁇ t rd [NO] mix / dt ' ⁇ t' is set and updated.
  • This step 880 is also equivalent to means for estimating the emission generation amount.
  • the CPU 61 proceeds to step 885 and is obtained in step 780 (related to the first injection) when the crank angle CA is TDC or later and the post injection time t (accordingly, the crank angle CA).
  • the NO reaction limit temperature TminNO is a temperature at which N 2 O hardly occurs when the gas mixture temperature Tmix falls below that temperature.
  • step 890 when determining “Yes”, the CPU 61 proceeds to step 890 and changes the value of the flag EN Dno from “0” to “1”.
  • the CPU 61 determines “No” when it proceeds to step 870, and as described above, the update of the NO concentration [N0] mix in the mixture (step 880) is not executed. .
  • unnecessary calculations related to updating the NO concentration [N0] mix can be omitted, and the calculation load on the CPU 61 can be reduced.
  • the CPU 61 makes a “No” determination at step 885 to immediately proceed to the routine of FIG.
  • the force ⁇ in which both the value of the flag ENDsoot and the value of the flag EN Dno are “1”, or the crank angle CA is set to a predetermined end determination crank angle CAend after TDC. It is determined whether or not they match.
  • the value of the flag EN D soot and the value of the flag ENDno are both “0”, and the crank angle CA is set to the crank angle CAinj (l) for the first injection and the minute crank angle ACA. Therefore, the end judgment crank angle CAend has not been reached.
  • the CPU 61 makes a “No” determination at step 905 and returns to step 705 in FIG. 7 to determine the elapsed time after injection t (related to the first injection) (currently “l * A t )) Is increased by a minute time ⁇ t and updated, and the crank angle CA (currently related to the first injection) is increased and updated by a minute crank angle ACA (currently “CAinj (l) + ACA”).
  • the above-described processing from step 710 in FIG. 7 to step 905 in FIG. 9 is executed again.
  • step 905 of FIG. 9 the processing from step 705 in FIG. 7 to step 905 in FIG. 9 is repeatedly executed.
  • the excess air ratio of the first mixture is maintained and the state of the first mixture (temperature Tmix etc.), and
  • the emission concentration ([Soot] mix, [NO] mix) related to the first gas mixture is every minute ⁇ t from the time of the first injection (ie It is obtained from CAinj (1) for every minute crank angle ACA.
  • step 860 Thereafter, if the condition of step 860 described above is satisfied by the mixture temperature Tmix decreasing due to the increase in the cylinder volume in the expansion stroke after TDC, the value of the flag ENDsoot changes from ⁇ 0 '' to ⁇ 1 '' After that, as described above, the soot concentration [S 00 t] mix is not updated (step 855).
  • step 885 when the condition of step 885 described above is satisfied as the cylinder volume increases in the expansion stroke, the value of the flag ENDno is changed from ⁇ 0 '' to ⁇ 1 '', and thereafter, as described above, NO concentration [NO] Mix update (step 880) will not be executed.
  • crank angle CA is When the end determination crank angle CAend is reached, the CPU 61 proceeds to step 905 in FIG. 9 to determine “Ye s” and proceeds to step 910 and thereafter. (It relates to the second injection) Process to finish the calculation.
  • the CPU 61 proceeds to step 910, it is updated in the previous step 750 to the value of the soot concentration [Soot] mix in the air-fuel mixture currently updated in the process of the previous step 855.
  • step 915 sets the total soot generation amount Soot to the value at that time.
  • the initial value SootO in step 570 is added to the above-obtained amount of soot generated in the i-th (first) mixture Soot (i) (SootO + Sootd)).
  • the total amount of NO generated is the value obtained by adding the amount of NO generated N0 (i) in the i-th (first) mixture to the value at that time (currently the initial value N O0 in step 570) (Update to NO0 + N0 (D). This completes the calculation for the .1st injection (and hence the 1st mixture) .- Then, the CPU 61 proceeds to step 920 and the value of the variable i becomes “3 ”Or not To do.
  • variable i l
  • CPU 6 1 determines “No” in step 9 2 0 and returns to step 6 0 5 in FIG. 6 to increase the value of variable i by “1”.
  • the variable i is set to “2”
  • the calculation related to the second injection (therefore, the second mixture) is performed.
  • step 6 10 various initial values relating to the second injection are set in steps 6 10 to 6 70 in FIG. 6 described above. Specifically, at step 6 10, the second injection cylinder volume Vg (CAinj (2)) obtained from the second injection crank angle CAinj (2) obtained at the previous step 5 4 5 is calculated. Used to determine the cylinder gas density p gO (during the second injection).
  • step 6 15 the in-cylinder gas pressure PgO (during the second injection) is obtained using the second in-cylinder volume Vg (CAinj (2)).
  • step 6 20 the effective injection pressure K P is obtained by subtracting the in-cylinder gas pressure PgO from the second injection pressure Pcr (2) (following step 6 2).
  • step 6 20 the spray angle ⁇ (related to the second injection) is obtained based on the obtained effective injection pressure ⁇ , in-cylinder gas density P gO, and table Map ⁇ .
  • the spray angle 0 is determined based on the effective injection pressure ⁇ and the in-cylinder gas density / 0 gO at the second injection time point (ie, the crank angle CAinj (2)).
  • the enthalpy Hmix of the air-fuel mixture (related to the second air-fuel mixture) is the initial value (that is, the second injection amount Q (2) obtained in the previous Step 5 40, and The product of the constant pressure specific heat Cf of the fuel and the fuel vapor temperature Tf obtained in the previous step 5 5 0), and in step 6 5 5
  • the mass of the mixture Mmix is set to the initial injection quantity Q (2), which is the initial value.
  • the elapsed time after injection (related to the second mixture) t is set to the initial value “0” and the crank angle CA (related to the second injection) is set to the initial crank angle CAinj (2), which is the initial value.
  • the post injection time t force S related to the second gas mixture is counted from the time of the second injection.
  • step 7 0 of FIG. 7 to step 9 0 of FIG. Process 5 is executed.
  • the excess air ratio ⁇ of the second mixture is maintained while the variable i is maintained at 2
  • the second mixture State temperature Tmix, etc.
  • Emission concentration ([Soot] mi X , [NO] mix) related to the second mixture is at the second injection To every minute time At (ie, every minute crank angle ACA from CAinj (2)).
  • step 9 0 5 Soot generation amount Soot (2) and NO generation amount N0 (2) in the second mixture are obtained in step 9 1 0, and in step 9 15
  • Soot total generation amount Soot is the current value (initial value SootO + Soot (l)) in the second mixture
  • Soot generation amount Soot (2) is added to the value (Soot0 + Soot (l) + Soot (2)) and the total NO generation amount NO is the current value (initial value 00 + 1 ⁇ 0 ( It is updated to the value ( ⁇ 0 + ⁇ 0 (1) + ⁇ 0 (2)) obtained by adding NO generation amount NO (2) in the second mixture obtained above to 1)). This completes the calculation for the second injection (and hence the second mixture).
  • steps 610 to 670 of FIG. 6 described above various initial values related to the third injection are set. Specifically, at steps 610 to 625 (related to the third injection) ⁇ Mist angle 0 force Effective injection pressure ⁇ and cylinder gas density pgO at the third injection point (ie, crank angle CAinj (3)) To be determined.
  • the enthalpy Hmix of the mixture is the initial value (that is, the third injection amount Q (3) obtained in the previous step 540 and the constant pressure specific heat of the fuel) Cf and the fuel vapor temperature Tf obtained in the previous step 550), and in step 655, the mixture mass Mmix is the initial value of the third injection quantity Q (
  • the post injection time t (related to the third mixture) is set to the initial value “0” and the crank angle CA (related to the third injection) is set to the initial value.
  • the third value The crank angle during injection CAinj (3) is set.
  • the post-injection elapsed time t related to the third mixture is counted from the time of the third injection.
  • step 910 the soot generation amount Soot (3) and the NO generation amount N0 (3) in the third mixture are obtained in step 910, and the total soot generation amount in step 915 Soot is the current value (initial value 3 0 0 ⁇ + 500 (1) +300 2)) plus the soot generation amount Soot ( 3 ) in the third mixture obtained above (Soot0 + Soot ( l) + Soot (2) + Soot (3)) and the total amount of NO generated is calculated to the current value (initial value 00 + ⁇ ) (1) + 0 (2)) Value of NO generated in the 3rd gas mixture N0 (3) (NO0 + N0 (l) + N0 (2) + Updated to NO (3)).
  • the CPU 61 completes the estimation of the air-fuel mixture state and the estimation of the amount of emission generated as described above immediately after the I VC (that is, the time before the fuel injection start timing CAinj).
  • step 935 determines whether the soot generation amount deviation ⁇ soot obtained above is larger than the reference value Sootref, and when determining “Ye s”, Proceeding to step 940, the final fuel injection pressure Pcrfin is set to a value obtained by adding the predetermined value APcr to the basic fuel injection pressure Pcrbase determined in the above step 530. As a result, the soot generation amount decreases. The fuel injection pressure is corrected.
  • Step 935 determines whether or not the obtained NO generation amount deviation ⁇ NO is larger than the reference value NOref, and determines “Y es”. If so, the process proceeds to step 950, where the final fuel injection pressure Pcrfin is set to a value obtained by subtracting the predetermined value APcr from the basic fuel injection pressure Pcrbase determined in step 530. As a result, the fuel injection pressure is corrected in a direction in which the NO generation amount decreases.
  • step 945 determines whether “No” is determined in step 945 (that is, if ⁇ Soot ⁇ Sootref and ⁇ NO ⁇ NOref)
  • the CPU 61 proceeds to step 955 and sets the final fuel injection pressure Pcrfin to step 530 above. Set to a value equal to the basic fuel injection pressure Pcrbase determined in. That is, in this case, the fuel injection pressure is not corrected.
  • step 96 ° when the CPU 61 proceeds to step 96 °, it gives a control instruction to the fuel injection pump 22 (drive circuit thereof) so that the fuel injection pressure becomes the final fuel injection pressure Pcrfin set above.
  • the CPU 61 proceeds to step 96 °, it gives a control instruction to the fuel injection pump 22 (drive circuit thereof) so that the fuel injection pressure becomes the final fuel injection pressure Pcrfin set above.
  • Go ahead and end the series of routines shown in FIGS. C PU 6 1 makes a judgment of “No” every time it proceeds to step 5 0 5 until the next IVC arrives.
  • the fuel injection mode (injection amount, injection pressure, injection timing) is determined, and the state of the air-fuel mixture and the total emission amount are immediately estimated.
  • the injection pressure has not been corrected based on the estimated total emission amount.
  • the CPU 61 repeatedly executes the routine for performing the fuel injection control shown in the flowchart in FIG. 13 for each cylinder every predetermined time. Therefore, when the predetermined timing is reached, the CPU 61 starts the process from step 1300, and proceeds to step 1300, where the actual crank angle CAact has been determined in the previous step 525. It is determined whether or not it coincides with the injection start time CAinj, and if “No” is determined, the process immediately proceeds to step 1 3 9 5 to end the routine.
  • the CPU 61 proceeds to step 1 3 1 0 and is determined at step 5 2 0 for the corresponding fuel injection valve 2 1. Instruct the fuel injection of the commanded fuel injection amount Qfin (specifically, the valve opening instruction over the fuel injection period TAU), proceed to step 1 3 95 and end this routine once. As a result, the fuel of the command fuel injection amount Qfin is injected at the final fuel injection pressure Pcrf in set in any of the previous steps 9 4 0, 9 5 0, 9 5 5.
  • the injection period TAU is set to J 1 / 3 ⁇ in the first half of the term “Middle term 1 / 3TAU” “
  • the first injection (mass Q (l)) corresponding to “early 1 / 3TAU” is executed at the fuel injection start timing CAinj at the same time, and is divided into E equally in the three periods of the latter period 1 / 3TAUJ.
  • the second injection (mass Q (2)) corresponding to “Mid-term 1 / 3TAU” is executed at 1 hour, and after 1 / 3TAU has elapsed since the second injection, it corresponds to “late 1 / 3TAU” It is assumed that the third injection (mass Q (3)) is performed at the same time.
  • the “3 mixture” of the 1st mixture based on the 1st injection, the 2nd mixture based on the 2nd injection, and the 3rd mixture based on the 3rd injection are handled individually, ,
  • the excess air ratio ⁇ of the air-fuel mixture with respect to the elapsed time t after injection (a value that represents the extent to which the in-cylinder gas is mixed), the state of the air-fuel mixture (temperature Tmix, etc.) (Emission amount and NO generation amount) are estimated individually.
  • the difference in excess air ratio I with respect to the post-injection elapsed time t, the difference in the temperature Tg, density, etc. of the in-cylinder gas with respect to the post-injection elapsed time t, and the effective injection pressure at the time of injection The state of the air-fuel mixture and the amount of emissions generated can be estimated individually by taking into account the differences in the cylinder P and the in-cylinder gas density p gO (thus, the spray angle ⁇ ).
  • the total emission generation amount (specifically, total soot generation amount Soot, N O Total generation amount NO) is estimated. As a result, the total emission generation amount can be accurately estimated in consideration of the above-described non-uniformity of the air-fuel mixture and the non-uniformity of the emission generation amount.
  • the present invention is not limited to the first embodiment, and various modifications can be adopted within the scope of the present invention.
  • the injected fuel (and therefore, the mixture) is divided into three regardless of the command fuel injection amount Qf in (and hence the fuel injection period TAU).
  • the number of divisions may be changed according to Qf in. In this case, it is preferable to increase the number of sections as the command fuel injection amount Qfin is larger.
  • the injection period TAU is equally divided into a plurality of periods.
  • the injection period TAU is divided into a plurality of periods so that the amount of injected fuel corresponding to each divided period becomes equal. It may be divided into In this case, the periods are non-uniform.
  • the chemical reaction targeted for the fuel consumption qr calculated by the above equation (15) is an ignition reaction (thermal flame reaction), and Not only low temperature oxidation reaction (cool flame reaction) but also various other chemical reactions are included, but fuel consumption related to ignition reaction and other various chemical reactions compared to low temperature acid reaction. Considering that the amount is sufficiently small, only the ignition reaction and the low-temperature oxidation reaction may be handled as the chemical reactions subject to the fuel consumption qr.
  • the function funcqr for calculating the fuel consumption qr outputs the value of the amount of fuel consumed by the low temperature oxidation reaction when the mixture temperature Tpre before the chemical reaction is within the temperature range where the low temperature oxidation reaction occurs. If the mixture temperature Tpre before the chemical reaction is within the temperature range where the ignition reaction occurs, the value of the amount of fuel consumed by the ignition reaction is output, and the mixture temperature Tpre before the chemical reaction is either It is configured to output “0” when it is not within the temperature range.
  • the calculation load of the CPU 61 is reduced.
  • the time integration process of emission generation speed is completed, but in addition, until the crank angle CA is before TDC and the mixture temperature Tmix exceeds the emission reaction limit temperature. During this period, it may be configured not to perform the time integration processing of the emission generation speed. As a result, unnecessary calculation related to the calculation of emission generation can be omitted, and the calculation load of C P U 61 can be further reduced.
  • an emission generation amount estimation apparatus including an air-fuel mixture state estimation apparatus for an internal combustion engine according to a second embodiment of the present invention.
  • This second embodiment assumes that the air-fuel mixture is ignited in the middle of the fuel injection period TAU, and injects the injected fuel before the air-fuel mixture is ignited and after the air-fuel mixture is ignited. This is different from the first embodiment only in that it is divided into parts. Therefore, the following description will focus on such differences. (Injected fuel category and mixture category in the second embodiment)
  • the air-fuel mixture traveling in the combustion chamber often ignites during the fuel injection period TAU (that is, while fuel injection continues).
  • the air-fuel mixture formed based on the fuel injected before ignition (hereinafter referred to as “air-fuel mixture based on pre-ignition injection”) has a relatively long period from injection to ignition.
  • the mixture is already well dispersed. Therefore, premixed combustion similar to premixed compression ignition combustion is often dominant.
  • air-fuel mixture based on post-ignition injection an air-fuel mixture that is formed based on fuel injected after ignition (hereinafter referred to as “air-fuel mixture based on post-ignition injection”) is ignited immediately after injection. Ignites while diffusing while not fully dispersed. Therefore, diffusive combustion similar to diffusive combustion is often dominant.
  • the fuel reaction rate (burning rate) differs between premixed combustion and diffusive combustion. That is, in premix combustion, ignition occurs in a state where the fuel and oxygen are sufficiently mixed, so that there can be sufficient oxygen that can easily chemically react with the fuel. As a result, the fuel reaction rate (combustion rate) becomes relatively large.
  • the reaction rate (combustion rate) of the fuel is different, the fuel consumption qr due to the chemical reaction occurring in the gas mixture during the minute time ⁇ t expressed by the above equation (15) Hr) is also different. That is, in the mixture based on the pre-ignition injection and the mixture based on the post-ignition injection, the oxygen concentration in the mixture [02] mix, which is the argument of the function funcqr in the above equation (15), Even if the fuel concentration [Fuel] mix and the mixture temperature Tmix are the same, the fuel consumption qr will be different.
  • the state of the air-fuel mixture based on the pre-ignition injection is estimated based on the fuel consumption qr obtained by using the function for the air-fuel mixture based on the pre-ignition injection funcqrpre, and the state of the air-fuel mixture based on the post-ignition injection Is estimated based on the fuel consumption qr obtained using the function funcqrpost for the air-fuel mixture based on the post-ignition injection.
  • the ignition delay time (time from the start of injection to ignition) Tdelay is estimated, and as shown in Fig. 14, the injection period TAU is set to “the first period Tdelay” and “the second period (TAU- Tdelay)”. Two It is divided into periods, and the mass Q (l) corresponding to the first period Tdelay and the second period (TAU—Tdelay).
  • the fuel of the mass Q (1) for the injection period “predecessor Tdelay” related to the pre-ignition injection (first injection) is injected at a time at the fuel injection start timing CAinj, and Tdelay has elapsed since the pre-ignition injection.
  • the fuel with the mass Q (2) for the injection period “TAU—Tdelay” related to the post-ignition injection (second injection) is assumed to be injected at one time.
  • the fuel consumption qr obtained using the function funcqrpost for the mixture based on the post-ignition injection is used to determine the state of the mixture based on the post-ignition injection (second mixture).
  • the air-fuel mixture based on the pre-ignition injection and the air-fuel mixture based on the post-ignition injection are handled individually, and the state of the air-fuel mixture is determined for each air-fuel mixture by the same method as in the first embodiment described above.
  • Condition (Temperature Tmix etc.) Estimate the amount of emissions generated individually.
  • the total emission generation amount (specifically, the total soot generation amount Soot, NO total generation amount NO) is estimated by summing up the emission generation amounts estimated for each air-fuel mixture. .
  • the above-mentioned difference in the fuel consumption qr (and hence the reaction heat Hr) is taken into consideration and the total emission generation amount is accurately estimated. Can be done.
  • the actual operation of the emission generation amount estimation device including the mixture state estimation device according to the second embodiment will be described below.
  • the CPU 61 of this device is shown in FIG. 6, FIG. 8, and FIG. 13 among the routines shown in FIG. 5 to FIG. 9 and FIG. 13 executed by the CPU 61 of the first embodiment.
  • the routines are executed as they are, and the routines of Fig. 5, Fig. 7, and Fig. 9 are changed and executed as follows. In the following, mainly the modified parts of the routines of FIGS. 5, 7, and 9 will be described.
  • the CPU 61 executes steps 15.0 to 5: 1 520 shown in FIG. 15 instead of steps 535 to 545 of the routine shown in FIG. That is, when the CPU 61 proceeds from step 5 30 to step 1 5 0 5, the ignition delay time related to the combustion is calculated from the output history of the cylinder pressure sensor 7 7 of the cylinder in which combustion has occurred in the past closest to the present time.
  • the obtained ignition delay time is defined as the ignition delay time Tdelay for the current combustion.
  • the acquisition of the ignition delay time (time from the start of injection to ignition) is to identify the ignition timing from the output history of the in-cylinder pressure sensor 7 7 focusing on the fact that the in-cylinder pressure rapidly increases at the time of ignition occurrence. Can get in.
  • the ignition delay time Tdelay for the current combustion is defined as the ignition delay time Tdelay for the current combustion.
  • the ignition delay time Tdelay for the current combustion is close to the ignition delay time related to the combustion in the past that is closest to the present time. Based on the prediction that it will be value.
  • the CPU 61 proceeds to step 1 5 1 0, and from the ignition delay time Tdelay obtained above, the basic fuel injection pressure Pcrbase obtained in step 5 30 of FIG. 5 and the function funcPcr, 1
  • the fuel injection pressures Pcr (l) and Pcr (2) of the second injection (pre-ignition injection) and second injection (post-ignition injection) are obtained.
  • the pre-ignition injection (mass Q (l)) is executed at a time at the fuel injection start time CAinj, and the post-ignition injection (mass Q (2)) is performed after the ignition delay time Tdelay has elapsed from the pre-ignition injection. It shall be executed from time to time.
  • the fuel injection pressure Per (1) of the pre-ignition injection is set to a value equal to the basic fuel injection pressure Pcrbase
  • the fuel injection pressure Per (2) of the post-ignition injection is set to the basic fuel.
  • Injection pressure Pcrbase is set to a value lower by a predetermined amount.
  • step 1 5 1 5 the fuel injection period TAU, ignition delay time Tdelay obtained in step 5 2 0 of FIG. 5, the basic fuel injection pressure Pcrbase, and the function funcQ.
  • This step 1 5 1 5 corresponds to the injected fuel classification means.
  • step 1 5 20 where the ignition delay time Tdelay, the current engine speed NE, the fuel injection start time CAinj determined in step 5 2 5 of FIG. 5, and the above From the function funcCAinj, obtain the crank angles CAinj (1) and CAinj (2) at the injection timings of pre-ignition injection and post-ignition injection.
  • the crank angle CAinj (1) before injection is set to a value corresponding to the fuel injection start timing CAinj
  • the crank angle CAinj (2) after injection is set to the fuel injection start timing CAinj (accordingly, the pre-ignition injection). Is set to a value corresponding to the time delayed by the ignition delay time Tdelay.
  • C P U 6 1 is the step of Figure 5
  • the CPU 61 of the second embodiment executes Steps 16 05 to 16 15 shown in FIG. 16 instead of Step 7 65 of the routine shown in FIG. That is, C P U 6 1 is step 7
  • step 1 6 0 5 it is determined whether or not the value of the variable i is “1”.
  • Step 1 6 0 5 the oxygen concentration [02] min in the mixture and the fuel concentration at that time Based on [Fuel] mix, the temperature Tpre of the mixture before the chemical reaction obtained in step 7 60 of Fig. 7, and the function Funcqrpre for the mixture based on the pre-ignition injection equivalent to the above equation (15)
  • the fuel consumption qr due to the chemical reaction occurring in the air-fuel mixture in the minute time ⁇ t (between the post injection time (t ⁇ ⁇ t) and t) is obtained.
  • CPU 61 determines “N o” in step 1 6 0 5 and step 1 Proceed to 6 1 5, and the oxygen concentration [02] m, in in the gas mixture at that time, the fuel concentration [Fuel] mix, and the gas mixture before the chemical reaction obtained in step 7 60 in FIG. Based on the temperature Tpre and the function for the air-fuel mixture based on post-ignition injection Funcqrpost corresponding to the above equation (15) Obtain the fuel consumption qr due to the chemical reaction that occurs in the gas mixture. Then, the CPU 61 proceeds to step 7700 in FIG.
  • the estimation of emission generation is completed when it is determined as “Y es” in Step 1 7 0 5, and the total generation amount of soot Soot force is set to the initial value SootO in the mixture based on the injection before ignition.
  • the total NO generated NO is the initial value N O0, NO generated in the mixture based on pre-ignition injection N0 (1), and NO generated in the mixture based on post-ignition injection N0 (2) It is calculated as a value obtained by adding
  • the injection period TAU is set to “early period Tdelay” “late period (TAU—Tdelay)”.
  • the pre-ignition injection (mass Q (l)) corresponding to the previous period Tdelayj is executed at the fuel injection start time CAinj at a time, and after the ignition delay time Tdelay has elapsed from the pre-ignition injection, It is assumed that the post-ignition injection (mass Q (2)) corresponding to (TAU — Tdelay) is executed at one time.
  • the two air-fuel mixtures of the first air-fuel mixture based on the pre-ignition injection and the second air-fuel mixture based on the post-ignition injection are handled individually, and the air-fuel mixture airflow for the post-injection elapsed time t for each air-fuel mixture Estimate the excess ratio, the state of the gas mixture (temperature, Tmix, etc.) and the amount of emissions generated in the gas mixture (the amount of soot generated and the amount of NO generated) individually.
  • the total emission generation amount is estimated by summing up the emission generation amount estimated for each air-fuel mixture.
  • the present invention is not limited to the second embodiment, and various modifications can be employed within the scope of the present invention.
  • the injected fuel is configured to be divided into “two parts” which are a part injected before the mixture is ignited and a part injected after the mixture is ignited.
  • the portion that is injected before the mixture is ignited is further divided into a plurality of (for example, M) portions, and the portion that is injected after the mixture is ignited is also a plurality of (for example, N pieces).
  • the fuel injection may be divided into a total of (M + N) parts by dividing into parts.
  • the fuel consumption qr obtained by using the function funcqrpre for the mixture based on the pre-ignition injection is used.
  • the fuel consumption qr obtained by using the function f uncqrpost for the mixture based on the post-ignition injection is used.
  • the fuel injection period TAU is divided every minute time ⁇ t (for example, 0.1 msec) (in many (n) periods), and the injected fuel is divided into the divided periods.
  • the points divided into the corresponding parts to be injected (n parts) and the excess air ratio of the air-fuel mixture formed based on the parts to be injected after the second are expressed by the above equation (2), (3) It differs from the first and second embodiments in that it is determined based on the excess air ratio of the air-fuel mixture that is formed based on the portion that is injected first without using equation (3). .
  • the differences will be mainly described.
  • the air-fuel mixture formed based on the i-th portion i: natural number less than n
  • i-th air-fuel mixture the air-fuel mixture formed based on the i-th portion
  • Equation (3) the right side of Eq. (3) includes operations that should be performed on variables p g, t that change from moment to moment. Power calculations involve a large computational load. Therefore, calculation of the excess air rate using the above equations (2) and (3) involves a large calculation load, so it is desirable to reduce the number of calculations as much as possible. '
  • FIG. 18 is formed on the basis of each part (q (l), q (2), ⁇ , q (n-l), q (n)) of the injected fuel divided into n parts.
  • FIG. 6 is a diagram schematically showing the state of n air-fuel mixtures over time (state from the start of injection to the end of injection).
  • fuel of mass q (l) for the injection period “first minute time ⁇ t” related to the first injection is injected at a time at the fuel injection start timing CAinj.
  • the fuel of mass q (2) for the injection period “second minute time ⁇ 1:” for the second injection is injected at a time after ⁇ t has elapsed from the fuel injection start time CAinj.
  • the injection period for the nth injection “nth minute time ⁇ t” of mass q (n) of fuel is injected at a time after ( ⁇ 1) ⁇ ⁇ t has elapsed from the fuel injection start timing CAinj To do.
  • the command fuel injection amount Qfin and q (i) (i: a natural number less than n) hold the relationship shown in the following equation (28). However, it is caused by fluctuations in the injection pressure over the fuel injection period TAU. Q (i) (i: natural number less than n) are not equal to each other.
  • the amount of in-cylinder gas that is taken in is expressed as “g (i, k)” (i: natural number less than n, k: natural number, and so on).
  • the in-cylinder gas amount g (l, k) newly taken into the first gas mixture (corresponding to the hatched portion in FIG. 18) is expressed by the following equation (29) corresponding to the above equation (11). Therefore, it can be obtained.
  • ⁇ (0) 0. That is, only the in-cylinder gas amount g (l, k) newly taken into the first air-fuel mixture is obtained using the above equations (2) and (3) as in the first and second embodiments. It is done.
  • the i-th mixture at the post-injection elapsed time t k * ⁇ t for the second and subsequent i-th mixtures (i: a natural number between 2 and n)
  • the following equation (34) can be obtained.
  • the amount of in-cylinder gas g (i, k) newly taken into the second and subsequent i-th gas mixture is expressed by the above equations (2) and (3), which have a large calculation load. Without using it, it is possible to find it easily using the known values “g (l, k)”, “q (i)” and “q (l)”. In other words, in order to obtain the in-cylinder gas amount g (i, k) newly taken into the second and subsequent i-th mixtures, the above formula (2) for the second and subsequent i-th mixtures, (3) Excess air ratio using the formula; L need not be calculated.
  • the excess air rate is calculated using the above equations (2) and (3). Only the first mixture can be required. Therefore, it is possible to reduce the calculation load of the excess air rate using the large calculation load, the above formulas (2) and (3), and the calculation load of the CPU 61 can be reduced.
  • the difference in the in-cylinder gas state (temperature Tg, pressure Pg, etc.) with respect to the post-injection elapsed time t between the air-fuel mixtures can be considered.
  • the difference in the effective injection pressure ⁇ and the in-cylinder gas density pgO (and hence the spray angle ⁇ ) at the time of injection in the mixture that is, the difference in the excess air ratio between the mixture and the elapsed time t after injection
  • the state of the air-fuel mixture and the emission generation amount will be estimated individually. Therefore, the degree to which the above-described non-uniformity of the air-fuel mixture and the non-uniformity of the emission generation amount are taken into consideration is lower than in the first and second embodiments.
  • the CPU 61 of this apparatus executes only the routine shown in FIG. 13 among the series of routines shown in FIGS. 5 to 9 and the routine shown in FIG. 13 executed by the CPU 61 of the first embodiment.
  • a series of routines shown in the flowcharts of FIGS. 19 to 23 corresponding to the routines of FIGS. 5 to 9 are executed.
  • the CPU 61 of this apparatus additionally executes a series of routines shown in the flowcharts in FIGS.
  • routines shown in FIGS. 19 to 27 that are the same as the routine steps shown in FIGS. 5 to 9 are the numbers of the corresponding steps of the routines shown in FIGS. The same number is attached and the description thereof is omitted.
  • each routine shown in FIGS. 19 to 27 peculiar to the third embodiment will be described.
  • the CPU 61 of the third embodiment is configured to repeatedly execute a series of routines shown in FIGS. 19 to 23 corresponding to the series of routines shown in FIGS. 5 to 9 every elapse of a predetermined time. Therefore, when the predetermined timing is reached, the CPU 61 starts processing from step 1900 in FIG. 19 and proceeds to step 505 to determine “Yes” (that is, when IVC has arrived). The processing is executed in order, and then the process proceeds to step 1905, where the number n of divisions is obtained by dividing the fuel injection period TAU obtained in step 520 by a minute time ⁇ t (eg, 0.1 msec).
  • a minute time ⁇ t eg, 0.1 msec
  • step 1910 the CPU 61 proceeds to step 1910 and, similarly to step 540 in FIG. 5, from the obtained fuel injection period TAU, minute time ⁇ , the obtained basic fuel injection pressure Pcrbase, and the function funcQ, 1 Obtain the fuel quantities (mass) q (l), q (2), ⁇ , 9 ( ⁇ ) from the 1st injection to the nth injection.
  • This step 1910 corresponds to injected fuel sorting means.
  • the CPU 61 proceeds to step 1915, and in the same manner as step 545 in FIG. 5, the minute time At, the current engine rotational speed NE, and the step 525 are determined.
  • the crank angle CAinj (1) at the first injection is set to a value corresponding to the fuel injection start timing CAinj
  • the crank angle CAinj (2) at the second injection is delayed by ⁇ t from the fuel injection start timing CAinj.
  • the crank angle CAinj (n) at the nth injection is set to a value corresponding to the time delayed by ( ⁇ -1) ⁇ ⁇ t from the fuel injection start timing CAinj. .
  • the CPU 61 executes the processing of steps 550 to 570 in order, and then proceeds to the routine of FIG. 20 to perform processing for determining various initial values relating to only the first injection. Specifically, the CPU 61 proceeds to step 2005, and in the same manner as step 610 in FIG.
  • step 6 the total mass Mg of the in-cylinder gas obtained in step 515 was obtained in step 1 915 1
  • Vg (CAinj (l)) obtained from the first injection crank angle CAinj (1)
  • the in-cylinder gas density pgO at the first injection is obtained.
  • the CPU 61 proceeds to step 2010, and in the same manner as step 615 of FIG. 6, the I VC cylinder gas pressure Pgivc obtained in step 5 10 and the I VC cylinder volume Vg (CAivc) Then, the in-cylinder gas pressure PgO at the time of the first injection is obtained based on the cylinder volume Vg (CAinj (l)) at the time of the first injection and the expression corresponding to the above expression (4).
  • the CPU 61 proceeds to step 2015, and obtains the effective injection pressure ⁇ at the first injection by subtracting the in-cylinder gas pressure PgO at the first injection from the basic fuel injection pressure Pcrbase obtained at step 530.
  • the spray angle ⁇ related to the first injection is obtained based on the obtained effective injection pressure ⁇ , the in-cylinder gas density pg0, and the table Map ⁇ .
  • the spray angle ⁇ is determined based on the effective injection pressure ⁇ and the in-cylinder gas density pg0 at the first injection time point (ie, the crank angle CAinj (l)).
  • the CPU 61 executes the processes of steps 635 and 640 in order, and then proceeds to step 2 025 to perform the mixture enthalpy Hmix related to the first mixture in the same manner as in step 645 of FIG.
  • the initial value that is, the first injection amount q (l) obtained in the previous step 1910, the constant pressure specific heat Cf of the fuel, and the fuel vapor obtained in the step 550
  • Product of temperature Tf
  • step 650 the CPU 61 executes the process of step 650, and then proceeds to step 2030 to set the mixture mass Mmix related to the first mixture to the first injection amount q (l) which is the initial value.
  • step 660 the CPU 61 executes the process of step 660, and then proceeds to step 2035.
  • the post-injection elapsed time t related to the first mixture is set to the initial value “0”. Set to "”.
  • the CPU 61 sets the crank angle CA related to the first injection to the initial injection crank angle CAinj (l) which is the initial value.
  • the post injection time t associated with the first mixture is counted from the time of the first injection.
  • step 20 35 161 sets the value of variable 1 ⁇ to “0”.
  • the value of this variable k represents the post-injection elapsed time t force S “k ⁇ ⁇ t”.
  • the CPU 61 executes the process of step 670, and then proceeds to the routine of FIG. 21 to start the process for calculating the mixture temperature related to the first injection. Specifically, the CPU 61 first proceeds to step 2105, and similarly to step 705 in FIG. 7, advances the post-injection elapsed time t related to the first mixture by ⁇ t and the crank angle related to the first injection. Obtain CA in step 565 in Fig. 19 and advance by f ACA.
  • ⁇ ? 1161 increments the value of variable 1 ⁇ by "1".
  • the value of the crank angle CA related to the first injection and the value of the variable k are maintained at values corresponding to the post injection time t related to the first mixture.
  • the fuel dilution rate U / dt multiplied by ⁇ t, rdl / dt ⁇ ⁇ t) is added.
  • This step 2110 corresponds to the mixing index value acquisition means.
  • step 2115 where ⁇ (k), ⁇ (k-1) already obtained in step 2110 and q (l) obtained in step 1910 in FIG.
  • In-cylinder gas amount newly taken into the first mixture during the post-injection elapsed time for the first mixture t (k-1) ⁇ ⁇ t to k ' ⁇ t according to the above equation (29) Find g (l, k).
  • the CPU 61 proceeds to step 2120 and, similarly to step 745 in FIG. 7, sets the gas mixture in-cylinder gas mass G to the current value (the initial value is set to “0 J” in step 635 in FIG. 20).
  • the initial value is set to “0 J” in step 635 in FIG. 20.
  • the first post-injection elapsed time t k * At The gas mass G in the mixture formation cylinder related to the mixture is obtained.
  • the CPU 61 sequentially executes the processing of steps 760 to 780.
  • the temperature Tmix of the first mixture at + k-ACA) is obtained.
  • the CPU 61 proceeds to the routine of FIG. 22 and opens a process for calculating various concentrations relating to the first injection.
  • the routine of FIG. 22 differs from the routine of FIG. 8 only in that step 815 of the routine of FIG. 8 is replaced with step 2205.
  • the CPU 61 proceeds to the routine of FIG. 23, and repeats the processing from step 2105 in FIG. 21 to step 905 in FIG. 23 every time it is determined as “No” in the determination in step 905.
  • the value of the variable k is incremented by “1” in Step 2 105 in FIG. 21, and the post injection time t associated with the first mixture t Is advanced by ⁇ t, and the crank angle CA related to the first injection is advanced by ⁇ CA.
  • the emission concentration ([Soot] m i X , [NO] mix) for the first gas mixture is 1 It is obtained every minute time At from the time of the second injection (that is, every minute crank angle ACA from CAinj (l)).
  • CPU61 proceeds to step 905 of FIG. It is determined as “Ye s”, and the process proceeds to Step 2305 and the subsequent steps to perform processing for ending the calculation related to the first gas mixture.
  • step 2305 the soot generation amount in the first mixture Soot (1), and the NO generation amount N0 (1) in the first mixture as in step 910 in FIG. Ask for.
  • the CPU 61 proceeds to step 2310 and, like step 915 in FIG. 9, sets the total soot generation amount Soot to the current value (currently the initial value by the processing in step 570 in FIG. 19).
  • SootO is updated to the value obtained by adding the soot generation amount Soot (1) in the first mixture obtained above (SootO + Soot (1)), and the total NO generation amount NO 'is the value at that time ( At present, the initial value N O0) is updated to the value obtained by adding the NO generation amount N0 (1) in the first mixture obtained above (NO0 + M1)) by the processing of step 570 in FIG. This completes the calculation for the first injection (and hence the first mixture).
  • the CPU 61 proceeds to step 2231 to set the variable i to “1”.
  • the variable i is a value for identifying the number of injection (and therefore the number of mixture).
  • step 2320 increments the value of the variable i by “1”, and then continues to step 2325 through a series of “i (2 ⁇ i ⁇ n” shown in FIGS. ) Calculating the emission amount related to the injection No. 2)
  • the soot generation amount Soot (i) and the NO generation amount NO (i) which are the emission generation amount in the i-th mixture, are obtained. (2 ⁇ i ⁇ n).
  • the value n is the fraction of injected fuel obtained in step 1905 of FIG.
  • step 2335 determines whether or not the value of the variable i is equal to the number of divisions ⁇ , and returns to step 2320 when determining “ ⁇ ”. That is, the processing of steps 2320 to 2330 is repeatedly executed until the variable i reaches the number of sections ⁇ by the repeated execution of step 2320. As a result, the value of variable i is incremented by “1”, and in step 2330, the value of the total soot generation amount Soot and the total NO generation amount NO are updated.
  • the CPU 61 determines “Yes” when it proceeds to step 2335 and proceeds to step 925. At this point, the estimation of emission generation is completed, and the total soot generation Soot is determined as “SootO + Soot (l) + ⁇ hSoot (n)”, and the total NO generation NO is ⁇ 0 + ⁇ 0 (1) + ⁇ + ⁇ 0 ( ⁇ ) ”.
  • the CPU 61 completes the estimation of the mixture state and the estimation of the emission generation amount described above immediately after the I VC (that is, at the time before the fuel injection start timing CAinj).
  • the series of “calculation of emission amount for i (2 ⁇ i ⁇ n) th injection” routines shown in FIGS. 24 to 27 will be described below.
  • This routine generates the i (2 ⁇ i ⁇ n) th soot generation.
  • the routines for obtaining the raw quantity Soot (i) and the NO generation quantity N0 (i) correspond to the routines of FIGS. 6 to 9, respectively.
  • the CPU 61 After executing step 2320 of FIG. 23, the CPU 61 first executes from the routine of FIG. 24 to determine various initial values related to the i (2 ⁇ i ⁇ n) th injection via step 2325. Specifically, the CPU 61 first executes the processing of steps 635 and 640 in order, and then proceeds to step 2405 to perform the mixture enthalpy related to the i-th mixture in the same manner as step 2025 in FIG. Set Hmix to the initial value (that is, the product of the i-th injection quantity q (i) obtained in the previous step 1910, the constant pressure specific heat Cf of the fuel, and the fuel vapor temperature Tf obtained in the step 550). To do.
  • the initial value that is, the product of the i-th injection quantity q (i) obtained in the previous step 1910, the constant pressure specific heat Cf of the fuel, and the fuel vapor temperature Tf obtained in the step 550.
  • step 650 the CPU 61 executes the process of step 650, and then proceeds to step 2410 to set the mixture mass Mraix related to the i-th mixture to the i-th injection amount q (i), which is the initial value.
  • step 660 the CPU 61 executes the process of step 660, and then proceeds to step 2415.
  • the crank angle CA related to the i-th injection is set to the initial crank angle CA at the i-th injection.
  • CAinj (i) the CPU 61 sets the value of the variable k to “0”.
  • the value of this variable k is that the elapsed time from the i-th injection is “k * At” (that is, the crank angle CA related to the i-th injection is “CAinj (i) + k ⁇ ⁇ CA”) )
  • the CPU 61 executes the process of step 670, and then proceeds to the routine of FIG. 25 to start the process for calculating the mixture temperature related to the i (2 ⁇ i ⁇ n) th injection. Specifically, the CPU 61 first proceeds to step 2505, and advances the crank angle ⁇ CA related to the i-th injection by the ACA obtained in step 565 in FIG. 19 in the same manner as in step 2105 in FIG. In addition, in this step 2505, 1161 increments the value of variable 1 ⁇ by "1". As a result, the value of the crank angle CA related to the i-th injection and the value of the variable k are maintained at values corresponding to each other.
  • Step 2 510 the CPU 61 sequentially executes the processing of Steps 715 to 725, and then proceeds to Step 2 510 to obtain “the amount of in-cylinder gas newly taken into the first mixture g obtained in Step 21 15 of FIG. (l, k) ”, q (i) obtained in step 1910 in FIG. 19, q (l) obtained in step 1 910, and the above equation (34), the above (2 ),
  • step 2520 sets the mixture mass Mmix to the current value (the initial value is determined by step 24 10 in FIG. 24).
  • the CPU 61 proceeds to step 2525 and, like step 2130 in FIG. 21, the enthalpy Hpre of the mixture before the chemical reaction is changed to the enthalpy Hmix of the mixture at that time (the initial value is step 2405 in FIG. 24).
  • the CPU 61 proceeds to the routine of FIG. 26, and starts processing for calculating various concentrations relating to the i-th injection.
  • the routine of FIG. 26 differs from the routine of FIG. 8 only in that step 815 of the routine of FIG. 8 is replaced with step 2605.
  • the CPU 61 proceeds to the routine of FIG. 27, and repeats the processing from step 2505 of FIG. 25 to step 905 of FIG. 27 every time it is determined as “No” in the determination of step 905.
  • the value of the variable k is incremented by “1” in step 2505 of FIG. 25, and the crank angle CA related to the i-th injection is advanced by one. It is done.
  • step 905 the in-cylinder gas mass g (i, k) newly taken into the i-th mixture, the state of the i-th mixture (temperature Tmix, etc.), and
  • step 905 determines “Ye s” when it proceeds to step 905 in FIG. 27 and proceeds to step 910 to generate the soot generation amount in the i-th mixture Soot (i) , And the NO generation amount NO (i) in the i-th gas mixture.
  • Soot generation in the i-th gas mixture The amount Soot (i) is the value of the soot concentration [Soot] mix in the i-th gas mixture currently updated in the process of Step 8 5 5 in Figure 26. It is obtained by multiplying the current mixture mass Mmix updated at 0.
  • the NO generation amount NO (i) in the i-th mixture is the value of the NO concentration [N0] mix in the i-th mixture at the current time, which is updated in the process of step 8 80 in Fig. 26. Is obtained by multiplying the above mixture mass Mmix.
  • the CPU 6 1 determines “Y es” when it proceeds to step 2 3 3 5 in FIG. 23 and steps 9 2 5 to 9 6 0 Based on the total soot generation amount Soot and the total NO generation NO value (according to the estimation result of total emission generation) obtained in steps 2 3 3 0 of Figure 23 Then, the injection pressure is corrected, and the routine proceeds to step 1 995 to end the series of routines of FIGS. 19 to 23 once. After that, C P U 61 keeps judging “No” every time it goes to Step 5 05 in FIG. 19 until the next I V C arrives.
  • I (l ⁇ i ⁇ n) injection period The mass of q (i) for the injection period “i'th minute time ⁇ t” from the fuel injection start timing CAinj (i— 1) ⁇ It shall be injected at a time after ⁇ t has elapsed.
  • the excess air ratio of the first mixture at the post-injection elapsed time t k ⁇ ⁇ t for the first mixture;
  • L (k) (first partial mixture index value) is the same as in the first and second embodiments above. Similarly, it is obtained using the above equations (2) and (3), and the state of the first gas mixture (temperature Tmix, etc.) is concerned; it is estimated using L (k).
  • the air-fuel ratio using the above equations (2) and (3); the air-fuel mixture that requires calculation of L can be the first air-fuel mixture only.
  • the calculation load on the CPU 61 can be reduced.
  • the present invention is not limited to the third embodiment, and various modifications can be employed within the scope of the present invention.
  • e (i, k) h (i) ⁇ i (k)” is set.
  • h (i) is a coefficient determined according to the variable i.
  • the in-cylinder gas newly taken into the i-th mixture during the post-injection elapsed time for the i (2 ⁇ i ⁇ n) -th mixture t (k— 1)- ⁇ t to k ' ⁇ t
  • an emission generation amount estimation apparatus for an internal combustion engine according to a fourth embodiment of the present invention will be described.
  • the fourth embodiment it is assumed that a so-called steady flame is generated in the combustion chamber after ignition of the air-fuel mixture, and the state of the air-fuel mixture (temperature, etc.) It differs from the first to third embodiments in that the amount of transmission generated is estimated.
  • the difference will be mainly described.
  • the arrival distance of the injected fuel (and hence the mixture) from the injection hole of the fuel injection valve 21 after the injection start time (hereinafter referred to as “mixture arrival distance X”) is, for example, the above non-patent document It can be obtained as a function of the post-injection elapsed time t according to the following formulas (35) and (36), which are the experimental formulas introduced in Appendix 1.
  • dX / dt is the mixture moving speed that is a function of the post injection time t.
  • the various values shown on the right side of the following equation (36) are the same as those shown on the right side of the above equation (3).
  • the relationship between the mixture arrival distance X and the excess air ratio L is a linear relationship as shown in FIG. That is, as the air-fuel mixture reach distance X increases from “0” force, the excess air ratio increases from “0”.
  • the equation (23) for obtaining the soot generation speed d [Soot] mix / dt in the gas mixture includes the fuel concentration [Fuel] mix in the gas mixture as shown in the equation (24).
  • the oxygen concentration rate of the soot with the factor of the oxygen concentration [02] roi X in the gas mixture There is a term for obtaining dmso / dt.
  • the soot generation speed d [S 00 t] mix / dt in the lean region of the steady flame is expressed by the above equation (23).
  • the value of the term for obtaining the soot generation speed dmsf / dt shown in the above equation (24) is always maintained at “0”. In other words, in this case, the calculation of the term for obtaining the soot generation speed dmsf / dt can be omitted.
  • Eqs. (24) and (25) above includes calculations related to variables Pg and Tmix that change from moment to moment. Power calculations involve a large computational load. Therefore, it is desirable to reduce the number of calculations in Eqs. (24) and (25) as much as possible.
  • the fourth embodiment for estimating the soot generation rate d [Soot] mi X / dt in the region occupied by the steady flame (ie, in the mixture) based on the above equation (23) ( ⁇ ⁇ 1), the soot generation speed d [Soot] mix according to “d [Soot] mix / dt dmsf / dt”, which is obtained by omitting the term dmso / dt in the above equation (23) Find / dt.
  • the soot generation rate d [Soot] mix / dt in the region occupied by the steady flame is determined when the mixture temperature (specifically, Is the amount of increase in the mixture temperature due to combustion in the steady state, hereinafter referred to as “steady mixture temperature increase amount ⁇ Tmixsteady.”)
  • the steady mixture temperature rise amount A Tmixsteady can be expressed by the following equation (38).
  • Qreac is the amount (mass) of fuel consumed by combustion in the gas mixture
  • Cg is the constant pressure specific heat of the in-cylinder gas
  • Cf is the constant pressure specific heat of the fuel.
  • This equation (38) can be expressed as "mass in the mixture Qreac
  • the generated heat of reaction Hr is based on the assumption that the temperature of the mixture containing the fuel with mass Q and the cylinder gas with mass G is increased to increase the temperature of the mixture by a steady mixture temperature increase A Tmixsteady. '' is there
  • the steady-state mixture temperature rise amount A Tmixsteady in the steady flame (1) is It can be expressed by the following equation (40) as a function of excess air rate.
  • FIG. 29 is a graph showing the relationship between the excess air ratio ⁇ represented by the above equations (40) and (41) and the steady mixture temperature rise amount ⁇ Tmixsteady.
  • Fig. 28 considering that the air-fuel mixture arrival distance X is linearly related to the excess air ratio, Fig. 29 shows the mixture air-arrival distance X and the steady-air mixture temperature rise ⁇ Tmixsteady. It can also be said that the graph shows the relationship.
  • the steady fuel concentration [Fuel mixsteady] is maintained at “0” regardless of the excess air ratio L (and hence the mixture reach X).
  • the amount of fuel (mass) remaining in the mixture is expressed as (Q— (G / stoich)) considering the above equation (39). be able to. Therefore, the steady fuel concentration [Fuel] mixsteady, which is the ratio of the “amount of fuel remaining in the mixture (mass)” to the mixture mass (Q + G), can be expressed by the following equation (42). .
  • Figure 31 is a graph showing the relationship between the excess air ratio; I and the steady oxygen concentration [02] mi X st ea dy expressed by the above equation (45). Considering the fact that the mixture arrival distance X has a linear relationship with the excess air ratio, Fig. 31 is a graph showing the relationship between the mixture arrival distance X and the steady oxygen concentration [02] mi X st ea dy. It can be said that there is.
  • nitrogen in the cylinder gas is an inactive I 1 raw gas, so it is not consumed by a chemical reaction in the gas mixture. Therefore, the amount (mass) of nitrogen remaining in the gas mixture can be expressed as G * [N2] in. Where [N2] in is the intake nitrogen concentration (and hence the nitrogen concentration in the cylinder gas). Therefore, the steady nitrogen concentration [N2] mixsteady, which is the ratio of the “amount of nitrogen remaining in the gas mixture (mass)” to the gas mixture mass (Q + G), can be expressed by the following equation (46). .
  • FIG. 32 is a graph showing the relationship between the excess air ratio expressed by the above equation (47); L and steady nitrogen concentration [N2] mixsteady.
  • Fig. 32 is a graph showing the relationship between the air-fuel mixture arrival distance X and the steady nitrogen concentration [N2] m i XS tead y. It can be said that there is.
  • the excess air rate can be expressed as a function func ⁇ (t) of the post injection time t by the above equations (2) and (3).
  • Fig. 3 4-Fig. 3 7 ⁇ That shows func ⁇ Tmixsteady (t), func [Fueljmixsteady (t), func [02] mixsteady (t), func [N2] It is a graph.
  • func ⁇ Tmixsteady (t), func [Fuel] raixsteady (t), func [02] mixsteady (t), func [N2] mixsteady (t) which are functions of the post injection time t.
  • the soot generation rate d [Soot] mi X / dt and the NO generation rate d [N0] mix / dt in the region occupied by the steady flame (ie, in the gas mixture) are obtained.
  • the CPU 61 of this device is a series of routines shown in FIG. 5 to FIG. 9 executed by the CPU 61 of the first embodiment, and among the routines shown in FIG. And the series of routines shown in the flow charts of FIGS. 38 to 41 are executed instead of the series of routines shown in FIGS.
  • the steps of the routine shown in FIGS. 38 to 41 which are the same as the routine steps shown in FIGS. 5 to 9, are the corresponding steps of the routine shown in FIGS.
  • the routines shown in FIGS. 38 to 41 unique to the fourth embodiment will be described below.
  • the routine in FIG. 3 8 is the same as the ⁇ / 1 routine in FIG. 5, the routine in FIG. 39 is the routine in FIG. 6, the routine in FIG. 40 is the routine in FIGS. 7 and 8, and the routine in FIG. Corresponds to the routine in Figure 9.
  • the CPU 61 of the fourth embodiment repeatedly executes the series of routines shown in FIGS. 38 to 41 corresponding to the series of routines shown in FIGS. 5 to 9 at every elapse of a predetermined time. ing . Therefore, when the predetermined timing is reached, the CPU 61 starts processing from step 3800 in FIG. 38 and proceeds to step 505 to determine “Yes” (that is, when I VC arrives). The processing of 510 to 530 is executed in order, and then the processing of steps 550 to 560 is executed in order.
  • the CPU 61 proceeds to the routine in FIG. 39 and performs processing for determining various functions. Specifically, the CPU 61 proceeds to step 3905 to obtain an average in-cylinder gas density p gave during steady flame, which is an average value of the in-cylinder gas density pg during the steady flame. Since the average in-cylinder gas density during steady flame / 0 gave is determined depending on the total mass Mg of the in-cylinder gas, the total mass Mg of the in-cylinder gas obtained in step 5 15 of Fig. 38 and Mg A function that asks for p gave the function func jo gave and power b.
  • step 3910 to obtain an average in-cylinder gas pressure Pgave during steady flame, which is an average value of the in-cylinder gas pressure Pg while the steady flame is generated.
  • the average in-cylinder gas pressure Pgave during steady flame is determined depending on the in-cylinder gas pressure Pgivc at I VC, the crank angle CAivc at IVC, and the commanded fuel injection amount Qf in.
  • the CPU 61 proceeds to step 3915, and subtracts the average in-cylinder gas pressure Pgave in the steady flame from the basic fuel injection pressure Pcrbase obtained in step 530 in FIG. 38, thereby obtaining the average effective injection pressure ⁇ Pave in the steady flame. Then, in step 3920, the above-obtained average effective injection pressure during steady flame ⁇ Pave and the above-obtained average average flame gas density during steady flame! Based on o gave and the above table Map 0, obtain the average spray angle 0ave during steady flame. As a result, the average spray angle 0 ave in the steady flame is determined based on ⁇ Pave and pgave.
  • the CPU 61 proceeds to step 3925, where the effective injection pressure ⁇ ave, the in-cylinder gas density / O g, and the spray angle ⁇ in the above equation (3) are used as the average effective injection pressure APave in the steady flame determined above.
  • the elapsed time t after injection can be calculated using the above equations (2) and (3). Determine the function func (t) (see Figure 33) that defines the relationship with excess air rate.
  • the CPU 61 proceeds to step 3930, and ⁇ Tmixsteady with the function func (t) obtained above and the excess air ratio expressed by the above equations (40) and (41) as arguments. From the function funcATmixsteacb) for determining, the function func ⁇ Tmixsteady (t) for determining the steady mixture temperature rise ⁇ Tmixsteady with the post injection time t as an argument is determined.
  • the CPU 61 proceeds to step 3935 and uses the function func ⁇ (t) obtained above and the excess air ratio expressed by the above equation (43) as arguments. From func [Fuel] mixsteady ( ⁇ ), the function func [Fuel] mixsteady (t) for determining the steady fuel concentration [Fuel] mixsteady with the post-injection elapsed time t as an argument is determined.
  • step 3940 the function func (t) obtained above and the excess air ratio expressed by the above equation (45) are used as arguments.
  • Function func for obtaining mixsteady [02]
  • the function func [02] mixsteady (t) for determining the steady state oxygen concentration [02] mixsteady with the post injection time t as an argument is determined from the mixedsteady ( ⁇ ).
  • CPU 61 proceeds to step 3945 to obtain the function func ⁇ (t) obtained above and the excess air ratio expressed by the above equation (47); [N2] mixsteady with L as an argument From the function func [N2] mixsteady ( ⁇ ), the function func [N2] mixsteady (t) for determining the steady nitrogen concentration [N2] mixsteady with the post injection time t as an argument is determined.
  • the CPU 61 proceeds to step 3950 and sets the NO concentration [NO] mix and the soot concentration [Soot] mix in the gas mixture to the initial value “0” as in step 660 of FIG.
  • the post-injection elapsed time t is set to the initial value “0”, as in step 665 in FIG.
  • the CPU 61 executes the process of step 670, and then proceeds to the routine of FIG. 40 to calculate the mixture temperature, various concentrations, etc. in the region occupied by the steady flame (and therefore in the mixture).
  • the CPU 61 first proceeds to step 4002, and sets the value of the elapsed time t after injection (the initial value is “0” by the process of step 3955 in FIG. 39) to a minute time ⁇ t (for example, 0. lmsec ), And in step 4004, the post-injection elapsed time t is calculated based on the current post-injection elapsed time t and the function func ⁇ (t) determined in step 3925 of FIG. Find the corresponding excess air ratio; L.
  • the CPU 61 proceeds to step 4006, and the steady state corresponding to the post injection time t based on the current post injection time t and the function funcATmixsteady (t) determined in step 3930 of FIG. 39.
  • the mixture temperature rise amount ATmixsteady is obtained, and the fuel vapor temperature Tf obtained in step 550 of FIG. 38 is added to the obtained ATmixsteady to obtain the steady mixture temperature Tmixsteady corresponding to the elapsed time t after injection.
  • the CPU 61 proceeds to step 4008, and the post-injection elapsed time based on the current post-injection elapsed time t and the function func [Fuel] mixsteady (t) determined in step 3935 of FIG. Find the steady fuel concentration [Fuel] mixst e ady corresponding to time t.
  • the CPU 61 proceeds to step 4010, and the post-injection elapsed time based on the current post-injection elapsed time t and the function func [02] mixsteady (t) determined in step 3940 in FIG. Find the steady oxygen concentration [02] mixst ea dy corresponding to t.
  • the CPU 61 proceeds to step 4012 and performs post-injection based on the current post-injection elapsed time t and the function func [N2] mixsteady (t) determined in step 3945 in FIG. Find the steady nitrogen concentration [N2] mix S teady corresponding to the elapsed time t.
  • C P U 61 performs the determination of step 8 3 5. Assuming that “Y es” is determined, the CPU 61 proceeds to step 4 0 1 6 and the excess air ratio I corresponding to the current post-injection elapsed time t updated in step 4 0 0 4 Is smaller than “1” (that is, whether it is a rich region).
  • the CPU 61 proceeds to step 4 0 1 8 and progresses after the current injection obtained in step 4 0 8 8 and the steady-state fuel concentration [fuel] mixsteady that corresponds to the time t, and the gas pressure P Gave steady flame time average cylinder obtained in step 3 9 1 0 3 9, the present time obtained in step 4 0 0 6
  • the soot generation rate dmsf / dt is obtained based on the steady-state mixture temperature Tmixsteady corresponding to the post-injection elapsed time t in, and the above equation (24).
  • step 40 0 2 the CPU 61 proceeds to step 40 0 2, and from the above equation (23), the expression described in step 4 0 20 after deleting the term “dmso / dtj” and the soot generation speed obtained above. Based on dmsf / dt, the soot generation speed d [soot] mix / dt corresponding to the current post-injection elapsed time t is obtained, that is, in this case, the calculation of the above equation (25) is omitted.
  • step 4 0 1 6 if it is determined as “No” in step 4 0 1 6 (ie, if it is a lean region), the CPU 6 1 proceeds to step 4 0 2 2 and the soot concentration in the mixture at that time point [Soot] mix (The initial value is “0” by the processing of step 3 9 50 in FIG. 39) and the steady oxygen concentration corresponding to the current post injection time t obtained in step 4 0 1 0 [02] Mixsteady corresponds to the average in-cylinder gas pressure Pgave during steady flame obtained at step 3 9 1 0 in Fig.
  • Step 4 0 2 8 When the soot generation speed d [soot] mix / dt corresponding to the current post-injection elapsed time t is obtained in step 4 0 2 0 or step 4 0 2 4 above, the CPU 6 1 Then, the process proceeds to Step 4 0 2 8, and the excess air ratio corresponding to the current post-injection elapsed time t; L is greater than “1”, and the current It is determined whether or not the steady mixture temperature Tmixsteady corresponding to the elapsed time t after injection is lower than the soot reaction limit temperature TminSoot.
  • step 870 the CPU 61 makes the determination in step 870. Assuming that “Y es” is now determined, the CPU 61 proceeds to step 4034, where the steady mixture temperature Tmixsteady corresponding to the current post-injection elapsed time t obtained in step 400 6 is determined.
  • Steady oxygen concentration corresponding to the current post-injection elapsed time t obtained in 4 0 1 0 [02] mixsteady and steady nitrogen concentration corresponding to the current post-injection elapsed time t obtained in step 4012 [N2 ] Determine the NO generation speed d [N0] mix / dt corresponding to the current post-injection elapsed time t based on] mi X st ea dy and the above equation (27).
  • step 880 the CPU 61 executes the process of step 880, and then proceeds to step 4038, where the excess air ratio corresponding to the current post-injection elapsed time t is greater than “1” and the current time obtained above. It is determined whether or not the steady-state gas mixture temperature Tmixsteady corresponding to the post-injection elapsed time t is lower than the NO reaction limit temperature TminNO.
  • Step 885 of FIG. 8 the CPU 61 proceeds to the routine of FIG. 41 after executing the processing of Step 890 when “Yes J is determined in Step 4038. ”, The process immediately proceeds to the routine shown in FIG.
  • the CPU 61 proceeds to the routine shown in FIG. 41, it makes a determination in step 4105 corresponding to step 905 in FIG.
  • the CPU 61 makes a “No” determination in step 4105, it repeatedly executes the processing from step 4002 in FIG. 40 to step 4105 in FIG.
  • the post injection time t force S ⁇ t is advanced in step 4002 of FIG. '
  • step 4105 determines “Yes” when it proceeds to step 410 5 in FIG. 41, proceeds to step 41 10 and the subsequent steps, and ends the calculation related to the emission generation amount. Process.
  • the CPU 61 proceeds to step 4110, the excess air ratio L at the present time (that is, when the condition of the step 4105 is satisfied), the command fuel injection amount Qfin obtained in step 520 in FIG. 41
  • the mass of the air-fuel mixture with a value of excess air ratio for a steady flame containing fuel with the commanded fuel injection amount Qf in (the steady-air mixture mass Mmixsteady )
  • step 41 15 the CPU 61 proceeds to step 41 15 to set the above-mentioned steady mixture mass 111 ⁇ 3 63 to the current soot concentration [5001:] 1 ⁇ in the mixture as updated in step 855 of FIG. ( Multiply by 17 to determine the amount of soot generated in the area occupied by the steady flame, The total amount of soot is calculated by adding the initial value SootO.
  • step 4115 the CPU 61 obtains the steady state by multiplying the current NO concentration [N0] mix value in the air-fuel mixture updated in step 880 in FIG. 40 by the above-mentioned steady-air mass Mmixsteady. Calculate the NO generation amount in the area occupied by the flame, and add the initial value N O0 to the calculated NO generation amount to determine the total NO generation amount NO.
  • the CPU 61 executes Steps 925 to 960 in order, and the total soot generation amount Soot value and the total NO generation amount NO value obtained in Step 41 15 of FIG. 41 (accordingly, the total emission generation amount).
  • the injection pressure is corrected on the basis of the estimation result of (1), and the process proceeds to step 3895 to end the series of routines shown in FIGS. Thereafter, the CPU 61 continues to determine “No” every time it proceeds to step 505 in FIG. 38 until the next I V C arrives.
  • the fourth embodiment of the emission generation amount estimation device assumes a case where a so-called steady flame is generated in the combustion chamber after the mixture is ignited.
  • the oxygen concentration in the steady state becomes “0” in the rich region of the steady flame (ex1).

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Abstract

この装置は、噴射期間TAUを前期・中期・後期の3つの期間に均等に区分し、「前期」に対応する1番目噴射(質量Q(1))が燃料噴射開始時期にて一時に実行され、1番目噴射から1/3TAU経過後に「中期」に対応する2番目噴射(質量Q(2))が一時に実行され、2番目噴射から1/3TAU経過後に「後期」に対応する3番目噴射(質量Q(3))が一時に実行されるものとする。そして、1番目噴射に基づく1番目混合気、2番目噴射に基づく2番目混合気、及び3番目噴射に基づく3番目混合気を個別に扱い、混合気の空気過剰率、混合気の状態(温度等)、及び混合気内でのエミッション発生量を混合気毎に推定する。

Description

内燃機関の混合気状態推定装置、 及びエミッション発生量推定装置 技 術 分 野
本発明は、 内燃機関の燃焼室内に噴射された燃料が同燃焼室内に吸入されている筒内ガ スと混ざり合うことで形成される混合気の状態 （温度等） を推定する内燃機関の混合気状 態推定装置、 及び同混合気の燃焼に起因して発生する有害物質であるェミッションの発生 量を推定するエミッション発生量推定装置に関する。 明
背 景田技 術
内燃機関 （特に、 ディーゼル機関） の燃焼室内で発生するスート （Soot、 煤煙） 、 N O X等のェミッションの発生量は、 燃焼室内にて進行していく混合気の （特に、 着火後の混 合気） の状態 （特に、 温度、 撚料濃度等） に強い相関を有している。 従って、 エミッショ ンの発生量を精度良く制御して同ェミッションの発生量 （従って、 排出量） を少なくする ためには、 混合気の状態を精度良く推定する必要がある。
混合気の状態を推定する技術としては種々のものが知られている。 例えば、 特開 2 0 0 1 - 2 5 4 6 4 5号公報に記載のディーゼル機関の燃料噴射装置はく 機関冷却水温、 吸気 温度、 吸気圧力等のような混合気温度に影響を与える各種運転状態量に基づいて混合気温 度を推定するようになっている。
ところで、 燃焼室内にて進行していく混合気の状態 （温度等） は、 ピストンの運動に応 じて時々刻々と変化する筒内ガスの温度等に依存して順次決定されていく。 また、 混合気 の状態は、 燃料に対して筒内ガスが混ざり合っていく程度 （従って、 例えば、 混合気の空 気過剰率、 燃料濃度等） にも依存する。 この混合気の空気過剰率は、 同混合気に含まれる 燃料の噴射時点での噴射圧力、 及び同噴射時点での筒内ガスの密度に依存して決定される 値である。 即ち、 混合気の状態は、 同混合気に含まれる燃料の噴射時点での噴射圧力、 及 ぴ同噴射時点での筒内ガスの密度にも依存して順次決定されていく。
他方、 燃料噴射後の経過時間に対する筒内ガスの温度等は、 その燃料の噴射時点によつ て異なる。 また、 燃料噴射時点での燃料の噴射圧力、 及び同噴射時点での筒内ガスの密度 も、 その燃料の噴射時点によって異なる。 従って、 燃焼室内にて進行していく混合気の状 態は、 同混合気に含まれる燃料の噴射時点によって異なることになる。
加えて、 燃焼室内に或る量の燃料が噴射される場合、 その噴射量に応じて設定された噴 射期間だけ連続して燃料が噴射される。 従って、 燃焼室内にて進行していく混合気を微視 的に見れば、 同混合気の先頭部分により近い部分に含まれる燃料ほどより早期に噴射され たことになる。 換言すれば、 混合気が占める領域内の位置 （具体的には、 混合気先頭位置 からの噴孔方向への距離） によって、 その位置に対応する燃料の部分の噴射時点が異なる 以上のことから、 燃焼室内にて進行していく混合気を微視的に見た場合、 （燃料噴射後 の経過時間に対する） 同混合気の状態 （温度等） は、 同混合気が占める領域内の位置に応 じて異なる。 従って、 混合気の燃焼に起因して発生するェミッションの発生度合も同混合 気が占める領域内の位置に応じて異なる。 換言すれば、 燃焼室内にて進行していく混合気 の状態が不均一となるから、 ェミッションの発生度合も不均一になり、 その結果、 燃焼室 内で発生するエミッシヨンの総発生量は、 係る不均一性に大きく影響され得る。
し力、しながら、 上記従来の装置において推定される混合気温度 （即ち、 混合気の状態） は、 上記噴射期間を考慮することなく燃料が一時に （噴射開始時点において瞬時に） 噴射 されたものとして算出された値である。 即ち、 この混合気温度は、 上述した混合気の不均 一性を考慮することなく求められる値である。 従って、 上記従来の装置により推定される 混合気温度に基づいてェミツションの総発生量を推定すると、 同推定されるエミッシヨン の総排出量に誤差が生じ、 この結果、 ェミッションの発生量 （従って、 排出量） を精度良 く制御することができないという問題がある。
発 明 の 開.. 示
本発明は、 かかる問題に対処するためになされたものであって、 その目的は、 燃焼室内 にて進行していく混合気の不均一性を考慮して混合気の状態を精度良く推定できる内燃機 関の混合気状態推定装置、 及び、 係る混合気の不均一性に基づくェミッション発生度合の 不均一性を考慮して燃焼室内でのエミッションの総発生量を精度良く推定できるエミッシ ョン発生量推定装置を提供することにある。
本発明に係る混合気状態推定装置の特徴は、 内燃機関の燃焼室内にて所定の噴射開始時 点から所定の噴射期間だけ連続して噴射される燃料を複数の部分に区分する噴射燃料区分 手段と、 前記区分された噴射燃料の各部分が前記所定の噴射開始時点からの時間経過に従 つて独立して順次噴射されていくとの仮定のもと、 前記噴射燃料の各部分が前記燃焼室内 に吸入されている筒内ガスと混ざり合って形成されていくそれぞれの混合気の状態を個別 に推定する混合気状態推定手段とを備えたことにある。 ここで、 混合気の状態とは、 例え ば、 同混合気の温度、 同混合気内の燃料濃度、 同混合気内の酸素濃度、 同混合気内の窒素 濃度等である。 .
また、 上述したように、 混合気の状態は、 燃料に対して筒内ガスが混ざり合っていく程 度 （例えば、 混合気の空気過剰率、 燃料濃度等） に依存して決定されていくから、 前記混 合気状態推定手段は、 前記区分された噴射燃料の各部分に対して前記筒内ガスが混ざり合 つていく程度を表す値を個別に取得し、 対応する部分に対して前記取得された前記筒内ガ スが混ざり合っていく程度を表す値を使用して各部分に基づいて形成されていくそれぞれ の混合気の状態を個別に推定するように構成されることが好適である。 ここで、 前記筒内 ガスが混ざり合っていく程度を表す値とは、 例えば、 混合気の空気過剰率、 混合気内の燃 料濃度等である。
これによれば、 上記区分された噴射燃料の各部分が所定の噴射開始時点からの時間経過 に従って独立して順次噴射されていくとの仮定のもと、 噴射燃料の各部分に基づいて形成 されていくそれぞれの混合気の状態が、 対応する部分の噴射時点で同対応する部分の燃料 が噴射されたものとして個別に推定され得る。 従って、 噴射燃料の各部分に基づいて形成 されていくそれぞれの混合気間の不均一性が考慮されて、 それぞれの混合気の状態が、 個 別、 且つ精度良く推定され得る。
この場合、 前記噴射燃料区分手段は、 前記所定の噴射期間を所定の規則に従って複数の 期間に区分し、 前記噴射燃料を同区分された各期間に対応して順次噴射されていくそれぞ れの部分に区分するように構成されると好適である。
ここにおいて、 上記区分された複数の （区分数個の） 期間は、 例えば、 前記噴射期間を 区分数で除することで得られる期間と等しい値に設定されてもよい。 この場合、 上記複数 の期間は均一になる。 この場合、 上記噴射期間に亘る噴射圧力が一定に維持され得ないこ と等に起因して、 同各期間に対応する噴射燃料の部分の燃料量は不均一になり得る。 また 、 上記複数の期間は、 各期間に対応する噴射燃料の部分の燃料量が等しくなるように設定 されてもよい。 この場合、 上記複数の期間は不均一になり得る。
また、 上記区分数は、 上記噴射期間に応じて変更してもよい。 即ち、 例えば、 上記区分 数は、 上記噴射期間が長くなるほど （即ち、 総燃料噴射量が大きくなるほど） 大きくして もよい。 このようにして、 上記構成によれば、 上記噴射期間を時間に関して簡易な規則に 従って複数の期間に区分するのみで噴射燃料における複数の部分を簡易に得ることができ る。
また、 上記本発明に係る混合気状態推定装置においては、 前記混合気の着火時期を表す 値を取得する着火時期取得手段を更に備え、 前記噴射燃料区分手段は、 前記取得された着 火時期を表す値に基づいて前記噴射燃料を前記混合気の着火前に噴射される部分と同混合 気の着火後に噴射される部分とに区分するように構成されてもよい。 ここにおいて、 混合 気の着火時期を表す値とは、 例えば、 混合気の着火時期そのもの、 燃料噴射開始時点から 混合気の着火までに要する時間 （以下、 「着火遅れ時間」 と称呼する。 ） 等である。 一般に、 着火前に噴射された燃料に基づいて形成されていく混合気については、 予混合 的な燃焼が主として発生し、 着火後に噴射された燃料に基づいて形成されていく混合気に ついては、 拡散的な燃焼が主として発生することが知られている。 他方、 予混合的燃焼と 拡散的燃焼とでは反応速度 （従って、 燃焼に起因する発熱量） ) が異なる （詳細は後述す る。 ) 。
換言すれば、 着火前に噴射された燃料に基づいて形成されていく混合気と、 着火後に噴 射された燃料に基づいて形成されていく混合気とでは、 燃料噴射後の経過時間に対する温 度の増加量が異なる。
上記構成は、 係る観点に基づくものである。 即ち、 上記構成によれば、 前記噴射燃料が 前記混合気の着火前に噴射される部分と同混合気の着火後に噴射される部分とに区分され るから、 着火前に噴射された燃料に基づいて形成されていく混合気の状態 （温度等） と、 着火後に噴射された燃料に基づいて形成されていく混合気の状態 （温度等） とを個別に推 定していくことができる。
従って、 それぞれの混合気の状態推定において最適な反応速度 （従って、 発熱量） を設 定することができ、 この結果、 それぞれの混合気の状態 （特に、 温度） がより一層精度良 く推定され得る。
また、 上記本発明に係る混合気状態推定装置においては、 前記区分された噴射燃料にお ける第 1番目に噴射される部分に対して前記筒内ガスが混ざり合っていく程度を表す値 ( 例えば、 上記空気過剰率等） である第 1番目部分混合指標値を同第 1番目に噴射される部 分の前記燃焼室内での進行に対応させて取得していく混合指標値手段を更に備え、 前記混 合気状態推定手段は、 前記第 1番目に噴射される部分に基づいて形成されていく混合気の 状態を前記取得されている第 1番目部分混合指標値を使用して推定するとともに、 前記区 分された噴射燃料における第 2番目以降に噴射される部分に対して前記筒内ガスが混ざり 合っていく程度を表す値であって同第 2番目以降に噴射される部分の前記燃焼室内での進 行に対応する値が同進行に対応する前記取得されている前記第 1番目部分混合指標値に基 づ!/ヽて決定されるとの仮定のもと、 同決定された第 2番目以降に噴射される部分に対して 前記筒内ガスが混ざり合っていく程度を表す値を使用して、 前記第 2番目以降に噴射され る部分に基づいて形成されていく混合気の状態を推定するように構成されてもよい。
この場合、 「前記区分された噴射燃料における第 2番目以降に噴射される部分に対して 前記筒内ガスが混ざり合っていく程度を表す値であって同第 2番目以降に噴射される部分 の前記燃焼室内での進行 （例えば、 噴射からの経過時間、 噴孔からの位置等） に対応する 値」 が同進行に対応する前記取得されている前記第 1番目部分混合指標値と等し ヽ値に決 定されるとより好適である。
一般に、 燃料に対して筒内ガスが混ざり合っていく程度を表す値 （例えば、 空気過剰率 等） は、 計算負荷の大きいべき演算等を含む非常に複雑な実験式等を使用して算出されて いく。 従って、 係る算出には多大な計算負荷がかかることになるから、 係る算出回数を減 らすことが望まれている。
上記構成は、 係る観点に基づくものである。 即ち、 上記構成によれば、 「第 2番目以降 に嘖射される部分に対して筒内ガスが混ざり合っていく程度を表す値」 が上記第 1番目部 分混合指標値に基づレ、て決定されるから、 「第 2番目以降に噴射される部分に対して筒内 ガスが混ざり合っていく程度を表す値」 を上記複雑な実験式等を使用して計算する必要が なくなる。 この結果、 噴射燃料の各部分に基づいて形成されていくそれぞれの混合気間の 不均一性が考慮されつつ、 少ない計算負荷でそれぞれの混合気の状態が、 簡易、 且つ個別 に推定され得る。
また、 本発明に係るェミッション発生量推定装置は、 上記本発明に係る混合気状態推定 装置の何れかにより推定された対応する混合気の状態に基づいて、 前記それぞれの混合気 の燃焼に起因して発生する有害物質であるエミッションの発生量を個別に推定するェミツ シヨン発生量推定手段を備えている。 ここにおいて、 上記ェミッションには、 近年、 排出 量の低減が強く望まれているスート、 及び N O X等を少なくとも含むことが好適である。 これによると、 個別に推定された複数の混合気の状態のうち対応する混合気の状態に基 づいてそれぞれの混合気の燃焼に起因して発生するェミッション （スート、 N O x等） の 発生量が個別に推定される。 従って、 上述したェミッションの発生度合の不均一性が考慮 されてエミッシヨンの総発生量が精度良く推定され得る。
また、 本発明に係る他のェミッション発生量推定装置は、 内燃機関の燃焼室内にて噴射 された燃料が同燃焼室内に吸入されている筒内ガ と混ざり合って形成される混合気が着 火した後において同燃焼室内にて定常火炎が発生しているとの仮定のもと、 同定常火炎内 の状態に基づいて、 同定常火炎内における燃料が過剰な領域内の燃焼に起因して発生する 有害物質であるエミッションの発生量と、 同定常火炎内における酸素が過剰な領域内の燃 焼に起因して発生する同エミッションの発生量とを個別に推定するエミッション発生量推 定手段を備えている。
燃料の噴射期間が比較的長いと、 混合気が着火した後において燃焼室内にて所謂定常火 炎 （或いは、 定常火炎に非常に近い形態を有する火炎） が発生する場合がある。 この場合 、 後述するように、 定常火炎が占める領域を、 同定常火炎内における燃料が過剰な領域 ( 従って、 定常酸素濃度が 「0」 となる領域） と、 同定常火炎内における酸素が過剰な領域 (従って、 定常燃料濃度が 「0」 となる領域） とに区分することができる。
他方、 後述するように、 スートの発生量 （より具体的には、 スートの発生速度） の算出 に使用される代表的な公知の実験式の一つには、 燃料濃度の値を含むスートの生成速度 （ 従って、 増加速度） を求める項と、 酸素濃度の値を含むスートの酸化速度 （従って、 減少 速度） を求める項からなる 2つの項が存在する。 従って、 上記構成のように、 定常火炎が占める領域を、 定常酸素濃度が 「0」 となる領 域と、 定常燃料濃度が 「0」 となる領域とに区分すれば、 それぞれの領域内におけるスー トの発生量を上記代表的な実験式に従って計算する場合において、 それぞれの領域につい て上記 2つの項の何れかの値が常に 「0」 に維持される。 従って、 それぞれの領域内にお けるスートの発生量の計算に際し、 上記 2つの項の何れかの計算を省略することができる から、 スートの発生量の計算に関する計算負荷を小さくすることができる。
この場合、 前記ェミッション発生量推定手段は、 前記それぞれの混合気、 或いは前記定 常火炎内のそれぞれの領域に対応する前記エミッシヨンの発生速度を個別に算出し、 同算 出されたェミツションの発生速度を時間積分することで前記ェミツションの発生量を個別 に推定するように構成することが好適である。
一般に、 ェミッションの発生量の計算では、 ェミッション発生速度を求める公知の実験 式等 （例えば、 上述したスートの発生速度を求める実験式等） が使用される。 従って、 上 記構成によれば、 十分に信頼の高い公知の実験式等を用いてエミッションの発生量が計算 され得る。
また、 この場合、 前記ェミッション発生量推定手段は、 前記混合気の温度、 或いは前記 定常火炎内の前記領域内の温度が所定温度未満となったとき、 対応する前記エミッシヨン の発生速度の時間積分処理を終了するように構成することが好適である。
一般に、 ェミッションは、 混合気の温度が反応限界温度未満になると殆ど発生しなくな る。 従って、 混合気の温度が対応する反応限界温度未満になった時点以降については、 上 記時間積分処理を継続する力否かにかかわらず同時間積分処理により得られるエミッショ ンの総発生量は殆ど同一の値となる。 従って、 上記のように、 混合気の温度 （或いは、 定 常火炎内の領域内の温度） が所定温度未満 （例えば、 反応限界温度未満） となったとき、 対応するエミッションの発生速度の時間積分処理を終了するように構成すれば、 エミッシ ョンの発生量の計算に必要な計算負荷を低減することができる。 図 面 の 簡 単 な 説 明
図 1は、 本発明の第 1実施形態に係る内燃機関の混合気状態推定装置を含んだェミツショ ン発生量推定装置を 4気筒内燃機関 （ディーゼル機関） に適用したシステム全体の概略構 成図である。
図 2は、 或る一つの気筒のシリンダ内 (筒内）に吸気マ二ホールドからガスが吸入され、 筒 内に吸入されたガス力 S排気マ二ホールドへ排出される様子を模式的に示した図である。 図 3 Aは、 燃料が一時に噴射された時点での同燃料の様子を模式的に示した図である。 図 3 Bは、 筒内ガスと混ざり合いながら混合気となって円錐状に拡散していく燃料の様子 を模式的に示した図である。 図 4は、 噴射期間を前期 .中期 ·後期の 3つの期間に均等に区分し、 各期間に対応して順 次噴射されるそれぞれの燃料の部分に基づレ'、て形成されていくそれぞれの混合気の様子を 模式的に示した図である。
図 5は、 図 1に示した C P Uが実行する混合気温度等、 及びェミッション量の算出を行う ためのノレ一チンの第 1番目の部分を示したフローチャートである。
図 6は、 図 1に示した C P Uが実行する混合気温度等、 及びエミッシヨン量の算出を行う ためのルーチンの第 2番目の部分を示したフローチャートである。
図 7は、 図 1に示した C P Uが実行する混合気温度等、 及ぴェミツション量の算出を行う ためのルーチンの第 3番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 8は、 図 1に示した C P Uが実行する混合気温度等、 及びェミツション量の算出を行う ためのルーチンの第 4番目の部分を示したフローチャートである。
図 9は、 図 1に示した C P Uが実行する混合気温度等、 及びェミッション量の算出を行う ためのルーチンの第 5番目の部分を示したフローチャートである。
図 1 0は、 図 1に示した C P Uが図 5に示したルーチンを実行する際に参照する指令燃料 噴射量を決定するためのテーブルである。
図 1 1は、 図 1に示した C P Uが図 5に示したルーチンを実行する際に参照する燃料燃料 噴射時期を決定するためのテーブルである。
図 1 2は、 図 1に示した C P Uが図 5に示したルーチンを実行する際に参照する基本燃料 噴射圧力を決定するためのテーブルである。
図 1 3は、 図 1に示した C P Uが実行する燃料噴射制御を行うためのルーチンを示したフ ローチャートである。
図 1 4は、 噴射期間を着火前 ·着火後の 2つの期間に区分し、 各期間に対応して順次噴射 されるそれぞれの燃料の部分に基づ!/、て形成されていくそれぞれの混合気の様子を模式的 に示した図である。
図 1 5は、 第 2実施形態の C P Uが図 5に示したルーチンを実行する際における図 5に示 したルーチンの変更部分を示したフローチヤ一トである。
図 1 6は、 第 2実施形態の C P Uが図 7に示したルーチンを実行する際における図 7に示 したルーチンの変更部分を示したフローチャートである。
図 1 7は、 第 2実施形態の C P Uが図 9に示したルーチンを実行する際における図 9に示 したルーチンの変更部分を示したフローチヤ一トである。
図 1 8は、 噴射期間を n個の期間に区分し、 n個の期間に対応して順次噴射される n個の燃 料の部分に基づいて形成されていく n個の混合気の時間経過に対する様子 （噴射開始から 噴射終了までの様子） を模式的に示した図である fa
図 1 9は、 第 3実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及ぴェミッション量の算出を 行うためのルーチンの第 1番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 2 0は、 第 3実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及びェミツション量の算出を 行うためのノレ一チンの第 2番目の部分を示したフローチャートである。
図 2 1は、 第 3実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及びェミツション量の算出を 行うためのルーチンの第 3番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 2 2は、 第 3実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及ぴェミッション量の算出を 行うためのルーチンの第 4番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 2 3は、 第 3実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及ぴェミツション量の算出を 行うための/レーチンの第 5番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 2 4は、 第 3実施形態の C P Uが実行する i (2≤ i≤n)番目噴射に関するエミッション量 の算出を行うためのルーチンの第 1番目の部分を示したフローチャートである。
図 2 5は、 第 3実施形態の C P Uが実行する i (2≤i≤n)番目噴射に関するェミッション量 の算出を行うためのルーチンの第 2番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 2 6は、 第 3実施形態の C P Uが実行する i (2≤i≤n)番目噴射に関するエミッシヨン量 の算出を行うためのルーチンの第 3番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 2 7は、 第 3実施形態の C P Uが実行する i (2≤i≤n)番目噴射に関するエミッシヨン量 の算出を行うためのルーチンの第 4番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 2 8は、 燃焼室内にて定常火炎が発生している場合における、 リッチ領域及びリーン領 域と混合気到達距離との関係を示した図である。
図 2 9は、 定常火炎が占める領域内における、 空気過剰率 （混合気到達距離） と定常混合 気温度上昇量との関係を示したグラフである。
図 3 0は、 定常火炎が占める領域内における、 空気過剰率 （混合気到達距離） と定常燃料 濃度との関係を示したグラフである。
図 3 1は、 定常火炎が占める領域内における、 空気過剰率 （混合気到達距離） と定常酸素 濃度との関係を示したグラフである。
図 3 2は、 定常火炎が占める領域内における、 空気過剰率 （混合気到達距離） と定常窒素 濃度との関係を示したグラフである。
図 3 3は、 定常火炎が占める領域内における、 噴射後経過時間と空気過剰率との関係を示 したグラフである。
図 3 4は、 定常火炎が占める領域内における、 噴射後経過時間と定常混合気温度上昇量と の関係を示したグラフである。
図 3 5は、 定常火炎が占める領域内における、 噴射後経過時間と定常燃料濃度との関係を 示したグラフである。
図 3 6は、 定常火炎が占める領域内における、 噴射後経過時間と定常酸素濃度との関係を 示したグラフである。
図 3 7は、 定常火炎が占める領域内における、 噴射後経過時間と定常窒素濃度との関係を 示したグラフである。
図 3 8は、 第 4実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及ぴェミッション量の算出を 行うためのルーチンの第 1番目の部分を示したフローチヤ一トである。
図 3 9は、 第 4実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及びェミッション量の算出を 行うためのルーチンの第 2番目の部分を示したフロ一チヤ一トである。
図 4 0は、 第 4実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及ぴェミッション量の算出を 行うためのルーチンの第 3番目の部分を示したフロ一チヤ一トである。
図 4 1は、 第 4実施形態の C P Uが実行する混合気温度等、 及ぴェミッション量の算出を 行うためのルーチンの第 4番目の部分を示したフローチャートである。 発明を実施するための最良の形態
以下、 本発明による内燃機関 （ディーゼル機関） の混合気状態推定装置を含んだェミツ シヨン発生量推定装置の各実施形態について図面を参照しつつ説明する。
(第 1実施形態）
図 1は、 本発明の第 1実施形態に係る内燃機関のェミツション発生量推定装置を 4気筒 内燃機関 （ディーゼル機関） 1 0に適用したシステム全体の概略構成を示している。 この システムは、 燃料供給系統を含むエンジン本体 2 0、 エンジン本体.2 0の各気筒の燃焼室 (筒内） にガスを導入するための吸気系統 3 0、 ^ンジン本体 2 0からの排ガスを放出す るための 気系統 4 0、 排気還流を行うための E G R装置 5 0、 及び電気制御装置 6 0を 含んでいる。
エンジン本体 2 0の各気筒の上部には燃料噴射弁 （噴射弁、 インジェクタ） 2 1が配設 されている。 各燃料噴射弁 2 1は、 図示しない燃料タンクと接続された燃料噴射用ポンプ 2 2に燃料配管 2 3を介して接続されている。 燃料噴射用ポンプ 2 2は、 電気制御装置 6 0と電気的に接続されていて、 同電気制御装置 6 0からの駆動信号 （後述する指令最終燃 料噴射圧力 Pcrf inに応じた指令信号） により燃料の実際の噴射圧力 （吐出圧力） が同指令 最終燃料噴射圧力 Pcrf inになるように同燃料を昇圧するようになっている。
これにより、 燃料噴射弁 2 1には、 燃料噴射用ポンプ 2 2から前記指令最終燃料噴射圧 力 Pcrfinまで昇圧された燃料が供給されるようになっている。 また、 燃料噴射弁 2 1は、 電気制御装置 6 0と電気的に接続されていて、 同電気制御装置 6 0からの駆動信号 （指令 燃料噴射量 （質量） Qfinに応じた指令信号） により噴射期間 TAUだけ開弁し、 これにより 各気筒の燃焼室内に前記指令最終燃料噴射圧力 Pcrf inにまで昇圧された燃料を前記指令燃 料噴射量 Qfinだけ直接噴射するようになっている。 吸気系統 3 0は、 エンジン本体 2 0の各気筒の燃焼室にそれぞれ接続された吸気マニホ ールド 3 1、 吸気マ二ホールド 3 1の上流側集合部に接続され同吸気マユホールド 3 1と ともに吸気通路を構成する吸気管 3 2、 吸気管 3 2内に回動可能に保持されたスロットル 弁 3 3、 電気制御装置 6 0からの駆動信号に応答してスロットル弁 3 3を回転駆動するス ロットル弁ァクチユエータ 3 3 a、 スロットル弁 3 3の上流において吸気管 3 2に順に介 装されたインタクーラー 3 4と過給機 3 5のコンプレッサ 3 5 a、 及び吸気管 3 2の先端 部に配設されたエアクリーナ 3 6とを含んでいる。
排気系統 4 0は、 エンジン本体 2 0の各気筒にそれぞれ接続された排気マ二ホールド 4 1、 排気マ-ホールド 4 1の下流側集合部に接続された排気管 4 2、 排気管 4 2に配設さ れた過給機 3 5のタービン 3 5 b、 及び排気管 4 2に介装されたディーゼルパティキユレ ートフィルタ （以下、 「D P N R」 と称呼する。 ） 4 3を含んでいる。 排気マユホールド 4 1及び排気管 4 2は排気通路を構成している。
E G R装置 5 0は、 排気ガスを還流させる通路 （E G R通路） を構成する排気還流管 5 1と、 排気還流管 5 1に介装された E G R制御弁 5 2と、 E G Rクーラー 5 3とを備えて いる。 排気還流管 5 1はタービン 3 5 bの上流側排気通路 （排気マ二ホールド 4 1 ) とス ロットル弁 3 3の下流側吸気通路 （吸気マ-ホールド 3 1 ) を連通している。 E G R制御 弁 5 2は電気制御装置 6 0からの駆動信号に応答し、 再循環される排気ガス量 （排気還流 量、 E G Rガス流量） を変更し得るようになつている。
電気制御装置 6 0は、 互いにバスで接続された C P U 6 1、 C P U 6 1が実行するプロ グラム、 テーブル （ルックアップテーブル、 マップ） 、 及び定数等を予め記憶した R OM 6 2、 C P U 6 1が必要に応じてデータを一時的に格納する R AM 6 3、 電源が投入され た状態でデータを格納するとともに同格納したデータを電源が遮断されている間も保持す るバックアップ R AM 6 4、 並びに ADコンバータを含むインターフェース 6 5等からな るマイクロコンピュータである。
インターフェース 6 5は、 吸気管 3 2に配置された熱線式エアフローメータ 7 1、 スロ ットル弁 3 3の下流であって排気還流管 5 1が接続された部位よりも下流の吸気通路に設 けられた吸気温センサ 7 2、 スロットル弁 3 3の下流であって排気還流管 5 1が接続され た部位よりも下流の吸気通路に配設された吸気管圧力センサ 7 3、 クランクポジションセ ンサ 7 4、 ァクセル開度センサ 7 5、 燃料噴射用ポンプ 2 2の吐出口の近傍の燃料配管 2 3に配設された燃料温度センサ 7 6、 気筒毎にそれぞれ配置された着火時期取得手段とし ての筒内圧力センサ 7 7、 及ぴ、 スロットル弁 3 3.の下流であって排気還流管 5 1が接続 された部位よりも下流の吸気通路に配設された吸気酸素濃度センサ 7 8と接続されていて 、 これらのセンサからの信号を C P U 6 1に供給するようになっている。 また、 インター フェース 6 5は、 燃料噴射弁 2 1、 燃料噴射用ポンプ 2 2、 スロットル弁ァクチユエータ 3 3 a、 及び E G R制御弁 5 2と接続されていて、 C P U 6 1の指示に応じてこれらに駆 動信号を送出するようになっている。
熱線式エアフローメータ 7 1は、 吸気通路内を通過する吸入空気の質量流量 （単位時間 当りの吸入空気量、 単位時間あたりの新気量） を計測し、 同質量流量 Ga (空気流量 Ga) を 表す信号を発生するようになっている。 吸気温センサ 7 2は、 エンジン 1 0のシリンダ （ 即ち、 燃焼室、 筒内） に吸入されるガスの温度 （即ち、 吸気温度） を検出し、 同吸気温度 Tbを表す信号を発生するようになっている。 吸気管圧力センサ 7 3は、 エンジン 1 0のシ リンダに吸入されるガスの圧力 （即ち、 吸気管圧力） を検出し、 同吸気管圧力 Pbを表す信 号を発生するようになっている。
クランクポジションセンサ 7 4は、 各気筒の絶対クランク角度を検出し、 実クランク角 度 CAactを表すとともにエンジン 1 0の回転速度であるエンジン回転速度 NEをも表す信号 を発生するようになっている。 アクセル開度センサ 7 5は、 アクセルペダル A Pの操作量 を検出し、 アクセル操作量 Accpを表す信号を発生するようになっている。 燃料温度センサ 7 6は、 燃料配管 2 3を通過する燃料の温度を検出し、 燃料温度 Tcrを表す信号を発生す るようになっている。 各筒内圧力センサ 7 7は、 燃焼室内のガスの圧力 （従って、 上記筒 内ガスの圧力） を検出し、 筒内ガス圧力 Paを表す信号を発生するようになっている。 この 筒内圧力センサ 7 7は、 後述するように着火時点を検出するためにのみ使用される。 吸気 酸素濃度センサ 7 8は、 吸気中の酸素濃度を検出し、 吸気酸素濃度 R02inを表す信号を発 生するようになっている。
(混合気状態の推定方法の概要）
次に、 上記のように構成された混合気状態推定装置を含んだェミツション発生量推定装 置 （以下、 「本装置」 と云う。 ） による混合気状態の推定方法について説明する。
図 2は、 或る一つの気筒のシリンダ内 (筒内、 燃焼室内）に吸気マ-ホールド 3 1力 ^ガ スが吸入され、 燃焼室内に吸入されたガスが排気マ二ホールド 4 1へ排出される様子を模 式的に示した図である。 図 2に示したように、 燃焼室内に吸入されるガス （従って、 筒内 ガス） には、 吸気管 3 2の先端部からスロットル弁 3 3を介して吸入された新気と、 排気 還流管 5 1から E G R制御弁 5 2を介して吸入された E G Rガスが含まれる。
吸入される新気量 （質量） と吸入される E G Rガス量 （質量） の和に対する E G Rガス 量の割合 （即ち、 E G R率） は、 運転状態に応じて電気制御装置 6 0 ( C P U 6 1 ) によ り適宜制御されるスロットル弁 3 3の開度、 及ぴ E G R制御弁 5 2の開度に応じて変化す る。
かかる新気、 及ぴ E G Rガスは、.吸気行程において開弁している吸気弁 Vinを介してピ ストンの下降に伴って燃焼室内に吸入されて筒内ガスとなる。 筒内ガスは、 ピストンが圧 縮下死点に達する時点近傍で吸気弁 Vinが閉弁することにより燃焼室内に密閉され、 その 後の圧縮行程にぉレ、てビストンの上昇に伴つて圧縮される。
そして、 ピストンが圧縮上死点近傍に達すると （具体的には、 後述する燃料噴射開始時 期 （クランク角度） CAinjが到来すると） 、 本装置は、 前記指令燃料噴射量 Qf inに応じた 噴射期間 TAUだけ燃料噴射弁 2 1を開弁することで燃料を燃焼室内に直接噴射する。 この 結果、 燃料噴射弁 2 1の噴孔から噴射された （液体の） 燃料は、 圧縮により高温になって いる筒内ガスから受ける熱により直ちに燃料蒸気になるとともに、'時間の経過に伴つて同 筒内ガスを取り込みながら混合気となって燃焼室内において円錐状に拡散していく。 上述したように、 指令燃料噴射量 Qfinの燃料は、 実際には、 上記燃料噴射開始時期 CAinjから噴射期間 TAUだけ連続して噴射されるが、 以下においては便宜上、 指令燃料噴射 量 Qfinの燃料が燃料噴射開始時期 CAinjにて一時 （瞬時） に噴射されるものとして説明を mけ■©。
図 3 Aは、 燃料噴射弁 2 1の噴孔から、 噴射期間 TAUに相当する指令燃料噴射量 （質量 ) Qfinの燃料が一時に噴射された時点 （即ち、 噴射後経過時間 t = 0 ) での質量 Qfinの燃 料 （燃料蒸気） の様子を模式的に示した図である。 図 3 Bは、 その後の或る時点 （任意の 噴射後経過時間 t ) での図 3 Aに示した質量 Qfinの燃料蒸気の様子を模式的に示した図で める。
図 3 Bに示すように、 質量 Qfinの燃料蒸気は、 燃料噴射開始時期 CAinj (即ち、 噴射後 経過時間 t = 0 ) において噴射された後、 噴霧角 0をもって円錐状に拡散しながら筒内ガ スを順次取り込んでいく。 そして、 質量 Qfinの燃料蒸気は、 任意の噴射後経過時間 tにお いて、 噴射後経過時間 tの関数である質量 Gの筒内ガス （以下、 「混合気形成筒内ガス」 と云うこともある。 ） と混ざり合って質量 （Qfin+G) の混合気となっているものと仮定 する。
本装置は、 この混合気の任意の噴射後経過時間 tにおける状態を推定する。 混合気の状 態としては、 後述するェミッションの発生量の推定に必要となる混合気温度 Tmix、 混合気 内の燃料濃度 [Fuel]mix、 混合気内の酸素濃度 [02]mix、 混合気内の窒素濃度 [N2] mixが推 定される。 以下、 先ず、 係る混合気の状態推定に必要となる、 任意の噴射後経過時間 tに おける空気過剰率; Lの取得方法について説明する。
く空気過剰率 Lの取得〉
噴射後経過時間 tにおける空気過剰率； Lは、 下記 (1)式に示すように定義される。 下記 (1)式において、 stoichは、 単位質量の燃料の燃焼に必要な筒内ガスの質量 （以下、 「筒 内ガス理論空燃比 stoich」 と呼ぶ。 ） である。 筒内ガス理論空燃比 stoichの値は、 吸気中 の酸素濃度に応じて変化すると考えられるから、 上記吸気酸素濃度 R02inを引数とする所 定の関数に従つて取得され得る。 1 G
stoich Qfin このように定義される空気過剰率えは、 例えば、 日本機械学会論文集 25- 156 (1959年） , 820ページ 「ディーゼル機関の噴霧到達距離に関する研究」 和栗雄太郎， 藤井勝， 網谷竜夫， 恒屋礼次郞 （以下、 「非特許文献 1」 と称呼する。 ；) にて紹介された実験式 である下記 (2)式、 及び下記 (3)式に基づいて噴射後経過時間 tの関数として求めることが できる。
Figure imgf000015_0001
Figure imgf000015_0002
上記 (3)式において、 tは上記噴射後経過時間であり、 d /dtは噴射後経過時間 tの関 数である燃料希釈率である。 また、 cは収縮係数、 dは燃料噴射弁 2 1の噴孔径、 は (液体の） 燃料密度、 Lは論理希釈ガス量であって、 これらの各値は全て定数である。 上記 (3)式において、 Δ Ρは有効噴射圧力であって、 上記最終燃料噴射圧力 Pcrf inから噴 射開始時点 （即ち、 噴射後経過時間 t = 0 ) での筒内ガス圧力 PgOを減じた値である。 筒 内ガス圧力 PgOは、 圧縮行程 （及ぴ膨張行程） における筒内ガスの状態が吸気弁 Vinの閉弁 時 （即ち、 筒内ガスが密閉された時点。 以下、 「I V C」 と呼ぶ。 ） 以降断熱変化すると の仮定のもと、 下記 (4)式に従って求めることができる。
Vg(CAivc ,
PgO = Pgivc - " '(4)
■ V V g(CAinj
上記 (4)式において、 Pgivcは I V Cにおける筒内ガス圧力である。 上述したように、 I V Cは圧縮下死点近傍であるから、 I V Cにおいて筒内ガス圧力は吸気管圧力 Pbと略等し いと考えられる。 従って、 I V Cにおいて吸気管圧力センサ 7 3により検出される吸気管 圧力 Pbが Pgivcとして使用され得る。 Vg(CAivc)は I V Cにおけるクランク角度 CAに対応す る筒内容積であり、 Vg (CAinj)は噴射後経過時間 t = 0におけるクランク角度 CAに対応す る筒内容積である。 筒内容積 Vgは機関 1 0の設計諸元に基づいてクランク角度 CAの関数 Vg (CA)として取得することができるから、 Vg'(Caivc)， Vg(CAinj)も取得することができる。 κは筒内ガスの比熱比 （本例では、 一定） である。
また、 上記（3)式において、 0は図 3 Bに示した嘖霧角である。 噴霧角 0は、 噴射開始 時点 （即ち、 噴射後経過時間 t = 0 ) における筒内ガスの密度 p g0、 及び上記有効噴射圧 カ厶 Pに応じて変化すると考えられるから、 筒内ガスの密度 p gC 及ぴ有効噴射圧力厶 Pと 噴霧角 0との関係を予め規定したテーブル Map 0に基づいて取得することができる。 筒内 ガスの密度 p g0は、 筒内ガスの全質量 Mgを、 噴射後経過時間 t = 0における上記筒内容積 Vg (CAinj)で除することで取得することができる。 筒内ガスの全質量 Mgは、 I V Cにおけ る気体の状態方程式に基づく下記 (5)式に従って取得され得る。 下記 (5)式において、 Tgiv cは I V Cにおける筒内ガス温度である。 I V Cは圧縮下死点近傍であるから、 I V Cに おいて筒内ガス温度は吸気温度 Tbと略等しいと考えられる。 従って、 I V Cにおいて吸気 温センサ 7 2により検出される吸気温度 Tbが Tgivcとして使用され得る。 Rは筒内ガスのガ ス定数 （本例では、 一定） である。
Mg = Pgivc
Figure imgf000016_0001
また、 上記 (3)式において、 は噴射後経過時間 tにおける筒内ガス密度であって、 前 記筒内ガスの全質量 Mgを、 噴射後経過時間 tにおける上記筒内容積 Vg (CA)で除することで 、 噴射後経過時間 tの関数として取得することができる。
以上のことから、 有効噴射圧力 ΔΡと噴霧角 0とを上述のようにして求めれば、 噴射後 経過時間 tの値と同噴射後経過時間 tの関数である筒内ガス密度 o gの値とを使用して、 上記 (3)式に従って燃料希釈率 c /dtが噴射後経過時間 tの関数として求められる。 そし て、 噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t (例えば、 0 . 1 msec) 毎に求めた燃料希釈 率 c / の値を上記 (2)式に従って時間で積分 （積算） していくことで噴射後経過時間 t における空気過剰率 Lを噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に取得することができ る。
なお、 上記 (3)式から取得される燃料希釈率 d λ /dtの値は常に正の値となることから上 記 (2)式から取得される空気過剰率; Lの値は噴射後経過時間 tの増大に従って増加してい く。 そうすると、 上記（1)式から理解できるように、 混合気形成筒内ガスの質量 Gが噴射後 経過時間 tの増大に従って増加していく。 このことは、 噴射後の燃料蒸気が円錐状に拡散 していくことに伴って燃料蒸気と混ざり合う （燃料蒸気が取り込む） 筒内ガス （従って、 混合気形成筒内ガス） の量が増大していくことに対応している。 く混合気温度 Tmixの取得〉
次に、 上述のように取得される空気過剰率； の値を利用して任意の噴射後経過時間 tに おける混合気温度 Tmixを取得する方法について説明する。 一般に、 混合気の熱エネルギー (ェンタルピ） Hmixは、 混合気温度 Tmixを用いて下記 (6)式に従って表すことができる。
Hmix = Mmix - Cmix - 1 mix ■■ "(6)
上記 (6)式において、 Mmixは混合気の総質量 （混合気質量） 、 Cmixは混合気の定圧比熱 である。 従って、 混合気のェンタルピ Hmix、 混合気質量 Mmix、 及び混合気の定圧比熱 Qnix をそれぞれ噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求めていく （更新していく） ことで、 下記（7)式に従って混合気温度 Tmixを噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎 に逐次求めていくことができる。 以下、 先ず、 混合気質量 Mmixの求め方について説明する
Tmix: Hm'X ■■■(?)
Mmix -Cmix くく混合気質量 Mmix>>
上述したように、 質量 Qfinの燃料蒸気は、 任意の噴射後経過時間 tにおいて質量 Gの混 合気形成筒内ガスと混ざり合って質量 （Qfin+G) の混合気となっているから、 任意の噴 射後経過時間 tにおける混合気質量 Mmixは (Qfin+G)である。 ここで、 上記（1)式より 「G = stoich - λ - Qf inj と表すことができるから、 混合気質量 Mmixは、 空気過剰率 を用い て下記 (8)式にて表すことができる。
Mmix = (1 + stoich - λ) - Qfin - - -(8)
よって、 上述したように噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に取得され得る空気 過剰率; Lの値を上記 (8)式に順次適用していくことで、 混合気質量 Mmixを噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に取得することができる。
くく混合気の定圧比熱 Cmix>>
次に、 混合気の定圧比熱 Cmixの求め方について説明する。 一般に、 混合気の定圧比熱 Cmixは、 同混合気内の酸素濃度 [02]mix、 及び混合気温度 Tmixに大きく依存すると考えら れる。 ここで、 混合気内の酸素濃度 [02]mixは、 後述するように、 噴射後経過時間 t = 0 から微小時間 Δ t毎に逐次求めていくことができる。 従って、 混合気温度 Tmixを噴射後経 過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求めていくことができれば、 下記 (9)式に従って 、 混合気の定圧比熱 Cmixを微小時間 Δ t毎に求めることができる。
Cmix = funcCmix([02]mix, Tmix) ■ ,■ (9)
上記（9)式において、 funcCmixは、 混合気の酸素濃度 [02]mix、 及ぴ混合気温度 Tmixを引 数とする混合気の定圧比熱 Cmixを求めるための関数である。 なお、 上記 (9)式を使用して 混合気の定圧比熱 Cmixを微小時間 Δ t毎に求めていく際における [02]mix， Tmixの引数値 としては、 それぞれ現時点 （即ち、 噴射後経過時間 よりも微小時間 Δ t前の値が使用 される。
くく混合気のェンタルピ Hraix>>
次に、 混合気のェンタルピ Hmixの求め方について説明する。 いま、 噴射後経過時間 （t - A t) における混合気のェンタルピ Hmix ( t—Δ t )が既知である場合において、 同噴射 後経過時間（ t一 Δ t )から噴射後経過時間 tまでの微小時間 Δ tの間における混合気のェ ンタルビの増加分 AHraixについて考える。 この混合気のェンタルビの増加分 AHmixとして は、 微小時間 Δ tの間に混合気に新たに取り込まれる筒内ガスの熱エネルギー Δ¾と、 同 微小時間 Δ tの間において混合気内で発生する化学反応による反応熱 Hrとが挙げられる。 先ず、 上記筒内ガスの熱エネルギー Δ は、 下記（10)式により表すことができる。 ここ において、 gは微小時間 Δ tの間に混合気に新たに取り込まれる筒内ガスの質量である。 この質量 gは、 噴射後経過時間 tにおける混合気形成筒内ガスの質量から噴射後経過時間
( t - Δ t ) における混合気形成筒内ガスの質量を減じた値である。 従って、 上述した関 係 「G=stoich * λ * Qfin」 を利用して下記（11)式により求めることができる。 （11)式に おいて、 え（ t )， λ ( t - Δ t )はそれぞれ、 噴射後経過時間 t , ( t一 Δ t )における空気 過剰率であり、 上記 (2)式、 （3)式から求めることができる。
A Hg = g Cg -Tg ■(10) g = stoich · (A(t)— A(t— Δ t》 · Qfin ■■ ' (11 ) また、 上記（10)式において、 Tgは、 噴射後経過時間 tにおける筒内ガスの温度であり、 筒内ガスの状態が I V C以降断熱変化するとの仮定のもと、 下記 (12)式に従って求めるこ とができる。 下記（12)式において、 上述したように、 Tgivcは I V Cにおける筒内ガス温 度であり、 Vg (CAivc)は I V Cにおけるクランク角度 CAに対応する筒内容積である。 また Vg (CA)は現時点 （即ち、 噴射後経過時間 t ) における上記筒内容積 Vg (CA)である。
ゥ、
2)
Figure imgf000019_0001
また、 上記（10)式において、 Cgは、 噴射後経過時間 tにおける筒内ガスの定圧比熱であ り、 混合気の定圧比熱 Cmixを求める上記 (9)式と同様、 下記（13)式に従って求めることが できる。 下記（13)式において、 funcCgは、 吸気中の酸素濃度 [02] in、 及び筒内ガス温度 Tg を引数とする筒内ガスの定圧比熱 Cgを求めるための関数である。
Cg = funcCg([02]in, Tg) ■■ - (13)
なお、 上記 (13)式を使用して筒内ガスの定圧比熱 Cgを微小時間 Δ' ΐ毎に求めていく際に おける [02] inの引数値としては、 吸気酸素濃度センサ 7 8により検出される上記吸気酸素 濃度 R02inが使用される。 また、 上記筒内ガス温度 Tgの引数値としては、 現時点 （即ち、 噴射後経過時間 t ) における値が使用される。 以上により、 上記（10)式の右辺の項の全て を求めることができるから、 同（10)式に従つて上記筒内ガスの熱エネルギー Δ¾を求める ことができる。
次に、 上記微小時間厶 tの間において混合気内で発生する化学反応による反応熱 Hrは、 下記（14)式で表すことができる。 下記（14)式において、 Hfは所定の定数であり、 qrは上記 微小時間 Δ tの間において混合気内で発生する化学反応による燃料消費量である。
Hr = Hf - qr ■(14)
上記燃料消費量 qrの対象となる化学反応としては、 着火反応 （熱炎反応） 、 低温酸化反 応 （冷炎反応） のみならず、 その他の種々の化学反応が含まれる。 この燃料消費量 qrは、 混合気内の酸素濃度 [02]mix、 混合気内の燃料濃度 [Fuel]miX、 混合気温度 Tmixに大きく依 存すると考えられるから、 下記 (15)式に従って表すことができる。
qr = funcqr([02]mix, [Fuel]mix, I mix ) ■■■ (15)
上記（15)式において、 funcqrは、 混合気内の酸素濃度 [02]mix、 混合気内の燃料濃度 [Fu el]mix、 及び混合気温度 Tmixを引数とする上記燃料消費量 qrを求めるための関数である。 混合気内の燃料濃度 [Fuel]mixも、 上記混合気内の酵素濃度 [02] mixと同様、 後述するよう に、 噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求めていくことができる。 上記（15) 式を使用して上記燃料消費量 qrを微小時間 Δ t毎に求めていく際における [02]mix， [Fuel ]mixの引数値としては、 ぞれぞれ現時点 （即ち、 噴射後経過時間 t ) よりも微小時間 A t 前の値が使用される。
また、 上記 (15)式の混合気温度 Tmixの引数値としては化学反応前の混合気温度 Tpreが使 用される。 この化学反応前の混合気温度 Tpreは、 上記（11)式にて算出される質量 gの筒内 ガスが混合気に新たに取り込まれた後であって、 且つ、 噴射後経過時間（t—Δ からの 上記微小時間 Δ tの間における化学反応が発生する前の段階における混合気温度であり、 下記（16)式に従って求めることができる。
― Hmix(t-At)+A Hg …
Mmix(t - Δ t) + g) · Cmix(t - Δ t ) 、 上記（16)式において、 Mmix ( t— A t ) , Cmix ( t— Δ t )はそれぞれ、 噴射後経過時間（ t— Δ t )における混合気質量、 及ぴ混合気の定圧比熱であって、 上記 (8)式、 及び上記 (9 )式によりそれぞれ取得され得る。 更には、 噴射後経過時間（t一 Δ t )における混合気の ェンタルピ Hmix ( t - Δ t )は既知である。 以上により、 上記化学反応前の混合気温度 Tpre を求めることができる。 従って、 上記（15)式の右辺の引数値を全て取得することができる から、 （15)式， （14)式に従って上記化学反応による反応熱 Hrを求めることができる。
以上のことから、 噴射後経過時間 （t— における混合気のェンタルピ Hmix ( t— Δ t )が既知である場合において、 同噴射後経過時間（ t— Δ t )から噴射後経過時間 tまで の微小時間 Δ tの間における混合気のェンタルピの増加分
Figure imgf000020_0001
が求められ るから、 噴射後経過時間 tにおける混合気のェンタルピ Hmix ( t ) (=Hraix ( t— A + Δ Hraix) を求めることができる。
更には、 噴射後経過時間 t = 0における混合気は、 筒内ガスが取り込まれる前の状態 （ 即ち、 燃料蒸気のみ） であるから （図 3 Aを参照） 、 この時点での混合気のェンタルピ Hmix (O)は、 下記（17)式にて求めることができる。 ここにおいて、 Cfは燃料 （蒸気） の定 圧比熱 （ここでは、 定数） である
Hmix(0) = Qfin -Cf -Tf ■(17)
また、 Tfは、 燃料蒸気そのものの温度であり、 液体の燃料が噴射直後に燃料蒸気に変化 する際の単位質量当たりの潜熱 Qvaporを考慮して下記（18)式に従って求めることができる 。 下記（18)式において、 Tcrは噴射後経過時間 t = 0において燃料温度センサ 7 6により 検出される液体の燃料温度である。 ひ crは燃料が燃料噴射用ポンプ 2 2の吐出口近傍から 燃料噴射弁 2 1までの燃料配管 2 3を通過する際の熱損失分を考慮するための補正係数で ある。
Tf = cr .Tcr - - - -(18)
Cf 従って、 噴射後経過時間 t = 0における混合気のェンタルピ Hmix (0)も求めることがで きる。 以上より、 混合気のェンタルピ Hmixを、 噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎 に取得することができる。
このようにして、 混合気のェンタルピ Hraix、 混合気質量 Mmix、 及ぴ混合気の定圧比熱 Cmixがそれぞれ噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求められるから、 上記 (7)式に従って混合気温度 Tmixを噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求めて いくことができる。
く混合気内の燃料濃度 [Fuel] mixの取得〉
次に、 混合気内の燃料濃度 （質量濃度） [FUel]raixを取得する方法について説明する。 噴射後経過時間 tにおける混合気内の燃料濃度 [Fuel]miXは、 上記 (8)式により取得される 噴射後経過時間 tにおける混合気質量 Mmixに対する、 「噴射後経過時間 tにおいて混合気 内に存在する燃料の質量」 の割合である。
ここで、 「噴射後経過時間 tにおいて混合気内に存在する燃料の質量」 は、 噴射後経過 時間 t = 0にて噴射された燃料量 （指令燃料噴射量 Qfin) 力ゝら、 噴射から現時点 （噴射後 経過時間 t ) までの間に化学反応で消費された燃料分を減じた値である。 従って、 噴射後 経過時間 tにおける混合気内の燃料濃度 [Fuel]mixは、 下記 (19)式で表すことができる。 Γ . Qfin
I FuelJmix = ■(19)
上記 (19)式において、 「∑qr」 は、 噴射から現時点 （噴射後経過時間 まで微小時間 厶 t毎に上記（15)式に従って逐次取得 ·更新されていくそれぞれの燃料消費量 qrの和であ る。 このように、 燃料消費量 qr、 及び混合気質量 Mmixをそれぞれ噴射後経過時間 t = 0力 ら微小時間 Δ t毎に逐次求めることで、 上記（19)式に従って混合気内の燃料濃度 [Fuel]mi Xを噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求めていくことができる。
く混合気内の酸素濃度 [02]mixの取得〉
次に、 混合気内の酸素濃度 （質量濃.度） [02]mixを取得する方法について説明する。 噴 射後経過時間 tにおける混合気内の酸素濃度 [02]mixは、 噴射後経過時間 tにおける上記 混合気質量 Mmixに対する、 「噴射後経過時間 tにおいて混合気内に存在する酸素の質量」 の割合である。
ここで、 「噴射後経過時間 tにおいて混合気内に存在する筒内ガスの質量」 は、 上述し た噴射後経過時間 tにおける混合気形成筒内ガスの質量 Gから、 噴射から現時点 （噴射後 経過時間 t ) までの間に化学反応で消費された筒内ガス分を減じた値である。 上記微小時 間厶 tにおける燃料消費量 qrの燃料と反応して同微小時間 Δ tの間において混合気内で化 学反応により消費される筒内ガスの消費量 grは、 下記 (20)式にて表すことができる。
gr = stoich · qr ■(20)
従って、 「噴射後経過時間 tにおいて混合気内に存在する筒内ガスの質量」 は、 「G— ∑gr」 と表すことができる。 ここで、 「∑gr」 は、 噴射から現時点 （噴射後経過時間 t ) まで微小時間 Δ t毎に上記 (20)式に従つて逐次取得 ·更新されていくそれぞれの筒内ガス 消費量 grめ和である。
「噴射後経過時間 tにおいて混合気内に存在する酸素の質量」 は、 上記 「噴射後経過時 間 tにおいて混合気内に存在する筒内ガスの質量」 に、 筒内ガス内の酸素濃度 （従って、 上記吸気中の酸素濃度 [02] in) を乗じることで求めることができる。 以上のことから、 噴 射後経過時間 tにおける混合気内の酸素濃度 [02]mixは、 下記 (21)式で表すことができる
[02]mix - -(21)
Figure imgf000022_0001
このように、 混合気形成筒内ガスの質量 G、 筒内ガス消費量 gr、 及び混合気質量 Mmixを それぞれ噴射後経過時間 t = 0力 ら微小時間 Δ t毎に逐次求めることで、 上記 (21)式に従 つて混合気内の酸素濃度 [02]mixを噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求め ていくことができる。
く混合気内の窒素濃度 [N2]mixの取得〉
次に、 混合気内の窒素濃度 （質量濃度） [N2]mixを取得する方法について説明する。 噴 射後経過時間 tにおける混合気内の窒素濃度 [N2]mixは、 噴射後経過時間 tにおける上記 混合気質量 Mmixに対する、 「噴射後経過時間 tにおいて混合気内に存在する窒素の質量」 の割合である。
ここで、 筒内ガス中の窒素は不活性ガスであって噴射から現時点 （噴射後経過時間 t ) までの間に混合気内で化学反応により消費されることがない。 従って、 「噴射後経過時間 tにおいて混合気内に存在する窒素の質量」 は、 噴射後経過時間 tにおける混合気形成筒 内ガスの質量 Gに、 筒内ガス内の窒素濃度 （即ち、 吸気中の窒素濃度 [N2] in) を乗じるこ とで求めることができる。 以上のことから、 噴射後経過時間 tにおける混合気内の窒素濃 度 [N2]mixは、 下記 (22)式で表すことができる。
ΓΜΟ， . G - [N2]in f .
[N2]mix = ■■ " (22)
Mmix このように、 混合気形成筒内ガスの質量 G、 混合気質量 Mmixをそれぞれ噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求めることで、 上記 (22)式に従って混合気内の窒素濃度 [N2]mixを噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次求めていくことができる。 以 上、 ェミッション発生量の推定に必要となる混合気温度 Tmix、 混合気内の燃料濃度 [Fuel] mix, 混合気内の酸素濃度 [02]mix、 及ぴ混合気内の窒素濃度 [N2] mixの取得方法について 説明しだ。
(ェミツション発生量の推定方法）
次に、 本装置によるェミッション発生量の推定方法について説明する。 ェミッション発 生量としては、 本例では、 スート （Soot) 発生量と、 N O発生量とが推定される。 以下、 先ず、 スート発生量の推定について説明する。
〈スート発生量〉
スート発生量は、 例えば、 日本機械学会論文集（B編） 48巻 432号 「直接噴射式ディー ゼル機関の燃焼モデルと性能予測」 （以下、 「非特許文献 2」 と称呼する。 ） にて紹介さ れた実験式である下記 (23)式から得られる、 混合気内のスート濃度 [Soot] mixの変化速度 (以下、 「スート発生速度 d[Soot]mix/dt」 と称呼する。 ） を利用して求めることができ る。 d[Soot]mix _ dmsT dmso
, (23)
dt dt dt 上記 (23)式において、 dmsf/dtは混合気内でのスート生成に伴う混合気内のスート濃度 [Soot] mixの増加速度 （以下、 「スートの生成速度」 と称呼する。 ） であり、 dmso/dtは混 合気内で生成されたスートの酸化に伴う混合気内のスート濃度 [Sootlmixの減少速度 （以 下、 「スートの酸化速度」 と称呼する.。 ) である。 これらはそれぞれ、 下記 (24)式、 （25) 式に従って表される。
- Esf
= Af · [Fuel]mix · Pga · expf ' (24)
dt R - Tmixy dmso r_ ， . ΓΛ _η -, β f — Eso
= Ao · [Sootlmix - [02]mix · Pgp . exp ' (25)
dt R - Tmixソ 上記（24)式、 （25)式において、 Af, Aoは定数、 Esf， Esoは活性化エネルギー （ここでは、 定数） である。 また、 Pgは、 筒内ガスの圧力であり、 筒内ガスの状態が I V C以降断熱変 化するとの仮定のもと、 下記 (26)式に従って求めることができる。 下記 (26)式において、 上述したように、 Pgivcは I V Cにおける筒内ガス圧力であり、 Vg (CAivc)は I V Cにおけ るクランク角度 CAに対応する筒内容積である。 また、 Vg (CA)は現時点 （即ち、 噴射後経過 時間 t ) における上記筒内容積 Vg(CA)である。
- . - (26)
Figure imgf000024_0001
上記 (24)式は、 混合気内の燃料濃度 [Fuel]mixが大きいほど、 混合気温度 Tmixが高いほ ど、 筒内ガス圧力 Pgが高いほど、 スートの生成速度が大きくなる （従って、 スートが生成 され易くなる） ことを示している。 また、 上記（25)式は、 混合気内のスート濃度 [Soot]mixが大きいほど、 混合気内の酸素濃度 [02]mixが大きいほど、 混合気温度 Tmixが高 いほど、 筒内ガス圧力 Pgが高いほど、 スートの酸化速度が大きくなる （従って、 スートが 酸ィ匕して消滅し易くなる） ことを示している。
上記 (23)式〜（25)式に、 上述したように噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐 次取得され得る混合気温度 Tmix、 混合気内の燃料濃度 [Fuel]miX、 及び混合気内の酸素濃 度 [02]mixを同微小時間 Δ t毎に順次適用していくことで、 スート発生速度 d[Soot]mix/dt を噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に求めていくことができる。
従って、 噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に求められるスート発生速度 d[Soot]mix/dtのそれぞれの値を時間で積分 （積算） していくことで噴射後経過時間 tに おける混合気内のスート濃度 [Soot!lmixを噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に更 新していくことができる。 このようにして、 噴射後経過時間 tにおける混合気内のスート 濃度 [Soot]mixを求めることができれば、 この混合気内のスート濃度 [S00t]mixの値に混合 気質量 Mmixの値を乗じることで噴射後経過時間 tにおけるスート発生量を求めることがで きる。
く N O発生量〉
次に、 N O発生量の推定について説明する。 N O発生量は、 例えば、 森北出版 「燃焼ェ 学」 水谷幸夫著 （以下、 「非特許文献 3」 と称呼する。 ） にて紹介されている拡大ゼルド ヴィツチ（Zel'dovich)機構に基づく式である下記 (27)式から得られる、 混合気内の N O濃 度 [N0]mixの変化速度 （以下、 「N O発生速度 d[N0]mix/dt」 と称呼する。 ） を利用して求 めることができる。 d[N01mix
= 2An · Kfo(Tmix) · [N2]mix · [O2]05mix · exp 「- En )
■(27)
dt 、Tmixノ 上記 (27)式において、 Anは定数、 Enは活性ィ匕エネルギー （ここでは、 定数） である。 ま た、 Kfo (Tmix)は平衡定数であって混合気温度 Tmixに基づいて決定される。 上記（27)式は 、 混合気内の酸素濃度 [02]mixが大きいほど、 混合気内の窒素濃度 [N2]mixが大きいほど、 混合気温度 Tmixが高いほど、 N Oの発生速度が大きくなる （従って、 N Oが生成され易く なる） ことを示している。
上記 (27)式に、 上述したように噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に逐次取得さ れ得る混合気温度 Tmix、 混合気内の窒素濃度 [N2]mix、 及び混合気内の酸素濃度 [02]mixを 同微小時間 Δ t毎に順次適用していくことで、 N O発生速度 d[N0]mix/dtを噴射後経過時 間 t = 0から微小時間 Δ t毎に求めていくことができる。
従って、 噴射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に求められる N O発生速度 d[N0]mix/dtのそれぞれの値を時間で積分 （積算) · していくことで噴射後経過時間 tにお ける混合気内の N O濃度 [N0]mixを嘖射後経過時間 t = 0から微小時間 Δ t毎に更新して いくことができる。 このようにして、 噴射後経過時間 tにおける混合気内の N O濃度 [N0]mixを求めることができれば、 この混合気内の N O濃度 [NO] mixの値に混合気質量 Mmix の値を乗じることで噴射後経過時間 tにおける N O発生量を求めることができる。
(噴射燃料の区分、 混合気の区分）
以上のように取得される混合気の状態 （温度 Tmix等） 、 及びェミッション発生量は、 図 3 A、 図 3 Bに示すように、 指令燃料噴射量 Qf inの燃料が燃料噴射開始時期 CAinjにて一 時 （瞬時） に噴射されるとの仮定のもとで得られる値である。 即ち、 質量 Qf inの燃料の全 てが、 燃料噴射開始時期 CAinj以降、 燃料噴射開始時期 CAinjでの有効噴射圧力 Δ Ρ、 同燃 料噴射開始時期 CAinjでの筒内ガス密度 p g0に基づいて決定される上記噴霧角 0 (図 3 B を参照） をもって 「ひとつの混合気」 となって円錐状に拡散していくものとして扱われる しかしながら、 上述したように、 指令燃料噴射量 Qfinの燃料は、 実際には、 上記燃料噴 射開始時期 CAinjから噴射期間 TAUだけ連続して噴射される。 従って、 燃焼室内にて進行し ていく混合気を微視的に見れば、 混合気の末尾部分により近い部分に含まれる燃料ほど上 記燃料噴射開始時期 CAinjから遅れて噴射されることになる。 換言すれば、 混合気が占め る領域内の位置によって、 その位置に対応する燃料の部分の噴射時点が異なる。
他方、 噴射時点が異なれば、 噴射後の経過時間に対する筒内ガスの温度 Tg、 密度/) g等 の状態が異なることに加え、 噴射時点での有効噴射圧力 Δ Ρ、 及ぴ噴射時点での筒内ガス 密度 p gO (従って、 噴霧角 Θ ) も異なる。 換言すれば、 燃焼室内にて進行していく混合気 の状態は、 同混合気に含まれる燃料の噴射時点によって異なる。
以上のことから、 噴射後の経過時間に対する混合気の状態 （温度等） は、 同混合気が占 める領域内の位置に応じて異なる。 従って、 混合気内でのェミッション発生量も同混合気 が占める領域内の位置に応じて異なることになる。 即ち、 燃焼室内にて進行していく混合 気の不均一性に起因して混合気内でのエミッション発生量も不均一になる。
係る混合気の不均一性、 ェミッション発生量の不均一性を考慮して混合気の状態、 及び ェミッション発生量を精度良く推定するためには、 噴射期間 TAUを複数の期間に区分して 指令燃料噴射量 Qfinの燃料を同区分された各期間に対応して順次噴射されていくそれぞれ の部分に区分することが考えられる。 そして、 上記区分された燃料の各部分に基づいて形 成されていくそれぞれの混合気の状態を個別に推定することが考えられる。
そこで、 本例では、 本装置は、 図 4に示すように、 噴射期間 TAUを 「前期 1/3TAU」 「中 期 1/3TAU」 「後期 1/3TAU」 の 3つの期間に均等に区分し、 前期 1/3TAU、 中期 1/3TAU、 後期 1/3TAUに対応してそれぞれ質量 Q (l) , Q (2) , Q (3)の燃料が順次個別に噴射されるものとす る。 ·
より具体的には、 1番目噴射に係わる噴射期間 「前期 1/3TAU」 分の質量 Q (l)の燃料が燃 料噴射開始時期 CAin jにて一時に噴射され、 1番目噴射から 1/3TAU経過した後に 2番目噴 射に係わる噴射期間 「中期 1/3TAU」 分の質量 Q (2)の燃料が一時に噴射され、 2番目噴射か ら 1/3TAU経過した後に 3番目噴射に係わる噴射期間 「後期 1/3TAU」 分の質量 Q (3)の燃料が 一時に噴射されるものとする。 なお、 「Q (l) +Q (2) +Q (3) =Qfin」 の関係があるが、 噴射 期間 TAUに亘る噴射圧力 Perが一定に維持され得ないこと等に起因して Q (l)， Q (2)， Q (3)は 互いに等しい値とほならない。
本装置は、 1番目噴射に基づいて形成されていく混合気 （1番目混合気） 、 2番目噴射 に基づいて形成されていく混合気 （2番目混合気） ，、 及び 3番目噴射に基づいて形成され ていく混合気 （3番目混合気） の 「3つの混合気」 をそれぞれ個別に扱い、 混合気毎に、 上述した手法により混合気の状態 （温度 Tmix等） 及びェミッション発生量を個別に推定す る。
これにより、 混合気間での、 噴射後の経過時間に対する筒内ガスの温度 Tg、 密度 等 の状態の相違、 噴射時点での有効噴射圧力 ΔΡ及び筒内ガス密度 p gO (従って、 噴霧角 0 ) の相違が考慮されて混合気の状態及びエミッション発生量が個別に推定され得る。 そして、 本装置は、 混合気毎に推定されたェミッション発生量を合計することでェミツ シヨンの総発生量 （具体的には、 スート総発生量 Soot、 N O総発生量 N O) を推定する。 これにより、 上述したエミッション発生量の不均一性が考慮されてエミッシヨンの総発生 量が精度良く推定され得る。
(燃料噴射制御の概要）
本装置は、 上述した混合気の状態の推定、 及びェミッション発生量の推定に係わる計算 を筒内ガスの量が確定する I V Cの直後に開始し、 燃料噴射開始時期 CAinjの到来前にェ ミッション総発生量 （具体的には、 スート総発生量 Soot、 及び NO総発生量 N O) の推定 を完了する。
そして、 本装置は、 目標ェミッション発生量 （スート目標発生量 So0tter、 N O目標発 生量 N Oter) を機関の運転状態から求め、 上記推定されたスート総発生量 Soot、 及び N O総発生量 N Oの一方が対応する目標発生量に対して十分に大きい場合、 その一方の総発 生量が小さくなるように燃料噴射圧力をフィードバック制御する。
具体的には、 本装置は、 スート総発生量 Sootからスート目標発生量 Sootterを減じた値 が所定量よりも大きいとき、 燃料噴射開始圧力を基本燃料噴射圧力 Pcrbaseよりも所定量 だけ高くする。 これにより、 スート発生量が小さくなる方向に制御される。 一方、 本装置 は、 N O総発生量 N Oから N O目標発生量 N Oterを減じた値が所定量よりも大きいとき 、 燃料噴射開始圧力を基本燃料噴射圧力 Pcrbaseよりも所定量だけ低くする。 これにより 、 N O発生量が小さくなる方向に制御される。 以上が、 燃料噴射制御の概要である。 (実際の作動） 次に、 上記のように構成された内燃機関のェミッション発生量推定装置の実際の作動に ついて説明する。
く混合気温度等及びエミッション量の算出〉
C P U 6 1は、 図 5〜図 9に一連のフローチャートにより示した混合気温度等、 及びェ ミッション量の算出を行うためのルーチンを所定時間の経過毎に、 気筒毎に、 繰り返し実 行するようになっている。 従って、 所定のタイミングになると、 C P U 6 1はステップ 5 0 0から処理を開始し、 ステップ 5 0 5に進んで吸気弁 Vinが開状態から閉状態へと変化 したか否か （即ち、 I V Cが到来した力、否か） を半 IJ定し、 「N o」 と判定する場合、 ステ ップ 5 9 5に直ちに進んで本ルーチンを一旦終了する。
いま、 或る気筒において I V Cが到来したものとすると、 C P U 6 1はステップ 5 0 5 に進んだとき 「Y e s」 と判定してステップ 5 1 0に進み、 I V C時クランク角度 CAivc をクランクポジションセンサ 7 4から取得される現時点での実クランク角度 CAactの値に 設定し、 I V C時筒内ガス圧力 Pgivcを吸気管圧力センサ 7 3から得られる現時点での吸 気管圧力 Pbの値に設定し、 I V C時筒内ガス温度 Tgivcを吸気温センサ 7 2から得られる 現時点での吸気温度 Tbの値に設定し、 吸気酸素濃度 [02] inを吸気酸素濃度センサ 7 8から 得られる現時点での吸気酸素濃度 R02inの値に設定する。
続いて、 C P U 6 1はステップ 5 1 5に進んで、 上記設定された I V C時筒内ガス圧力 Pgivcと、 上記設定された I V C時筒内ガス温度 Tgivcと、 上記（5)式とに基づいて筒内ガ スの全質量 Mgを求める。
次いで、 C P U 6 1はステップ 5 2 0に進み、 アクセル開度センサ 7 5により得られる 現時点でのアクセル開度 Accp、 クランクポジションセンサ 7 4から取得される現時点での エンジン回転速度 NE、 及ぴ図 1 0に示したテープル （マップ） MapQfinから指令燃料噴射 量 Qfin (即ち、 燃料噴射期間 TAU) を求める。 テーブル MapQfinは、 アクセル開度 Accp及ぴ エンジン回転速度 NEと指令燃料噴射量 Qf inとの関係を規定するテーブルであり、 R OM 6 2内に格納されている。
次に、 C P U 6 1はステップ 5 2 5に進み、 指令燃料噴射量 Qfin、 エンジン回転速度 NE 、 及ぴ図 1 1に示したテーブル MapCAinjから燃料噴射開始時期 CAinjを決定する。 テープ ル MapCAinjは、 指令燃料噴射量 Qfin及びエンジン回転速度 NEと燃料噴射開始時期 CAinjと の関係を規定するテーブルであり、 R OM 6 2内に格納されている。
続いて、 C P U 6 1はステップ 5 3 0に進んで、 指令燃料噴射量 Qfin、 エンジン回転速 度 NE、 及ぴ図 1 2に示したテーブル MapPcrbaseから基本燃料噴射圧力 Pcrbaseを決定する o テーブル MapPcrbaseは、 指令燃料噴射量 Qfin及ぴエンジン回転速度 NEと基本燃料噴射圧 力 Pcrbaseとの関係を規定するテーブルであり、 R OM 6 2内に格納されている。
次に、 C P U 6 1はステップ 5 3 5に進み、 上記求めた燃料噴射期間 TAUを 3で除した 値 「TAU/3J と、 上記求めた基本燃料嘖射圧力 Pcrbaseと、 関数 f uncPcrとから、 1番目嘖 射、 2番目噴射、 及び 3番目噴射のそれぞれの燃料噴射圧力 Per (1)， Per (2), Per (3)を求 める。 上述のごとく、 1番目噴射 （質量 Q(l)) は燃料噴射開始時期 CAinjにて一時に実行 され、 2番目噴射 （質量 Q(2)) は 1番目噴射から 1/3TAU経過した後に一時に実行され、 3 番目噴射 （質量 Q(3)) は 2番目噴射から 1/3TAU経過した後に一時に実行されるものとする 関数 funcPcrは、 噴射圧力が燃料噴射開始時期 CAinjにおいて上記求められた基本燃料噴 射圧力 Pcrbaseに調整されている状態にて、 燃料噴射開始時期 CAinjから燃料噴射期間 TAU に亘つて燃料が連続して噴射される場合における噴射圧力の変動 （低下） を考慮して、 燃 料噴射圧力 Pcr(l), Per (2), Per (3)を決定する関数である。 具体的には、 これにより、 1 番目噴射の燃料噴射圧力 Per (1)は基本燃料噴射圧力 Pcrbaseと等しい値に設定され、 2， 3番目噴射圧力 Per (2)， Pcr(3)は、 基本燃料噴射圧力 Pcrbaseよりも所定量だけ低い値に 設定される。
続いて、 CPU 61はステップ 540に進み、 上記求めた燃料噴射期間 TAU、 値 「TAU/3 」 と、 上記求めた基本燃料噴射圧力 Pcrbaseと、 関数 funcQとから、 1番目噴射、 2番目噴 射、 及び 3番目噴射のそれぞれの燃料量 （質量） Q(l)， Q(2)， Q(3)を求める。 このステツ プ 540が噴射燃料区分手段に相当する。
関数 funcQは、 噴射圧力が燃料噴射開始時期 CAinjにおいて上記求められた基本燃料噴射 圧力 Pcrbaseに調整されている状態にて、 燃料噴射開始時期 CAinjから燃料噴射期間 TAUに 亘つて燃料が連続して噴射される場合における噴射圧力の変動 （低下） を考慮して、 燃料 量 Q(l)， Q(2)， Q(3)を決定する M数である。 これにより、 燃料量 （質量） Q(l), Q(2), Q(3)は、 上述のごとく、 「Qfin=Q(l)+Q(2)+Q(3)J の関係が成立するように設定される 一方で、 互いに等しい値とはならない。
次に、 CPU61はステップ 545に進んで上記値 「TAU/3」 と、 現時点でのエンジン 回転速度 NEと、 上記決定された燃料噴射開始時期 CAinjと、 関数 funcCAinjとから、 1番目 噴射、 2番目噴射、 及び 3番目噴射のそれぞれの噴射時点でのクランク角度 CAinj(l)， CAinj (2)， CAinj (3)を求める。
関数 funcCAinjは、 エンジン回転速度 NEが現時点での値で一定であるものとしてクラン ク角度 CAinj(l), CAinj (2) , CAinj (3)を求める関数である。 具体的には、 これにより、 1 番目噴射時クランク角度 CAinj (1)は上記燃料噴射開始時期 CAinjに対応する値に設定され 、 2番目噴射時クランク角度 CAinj (2)は燃料噴射開始時期 CAinj (従って、 1番目噴射時 ) から期間 「TAU/3」 だけ遅れた時期に対応する値に設定され、 3番目噴射時クランク角 度 CAinj (3)は 2番目噴射時から期間 「TAU/3」 だけ遅れた時期に対応する値に設定される 次いで、 CPU61はステップ 550に進み、 燃料温度センサ 76から得られる現時点 での燃料温度 Tcrと、 上記（18)式とに基づいて燃料蒸気温度 Tfを求める。 続いて、 CPU 61はステップ 555に進んで、 上記吸気酸素濃度 [02] inと、 [02] inを引数とする筒内ガ ス理論空燃比 stoichを求めるための関数 funcstoichとに基づいて筒内ガス理論空燃比 stoichを求める。
次に、 CPU61はステップ 560に進み、 上記吸気酸素濃度 [02] inと、 [02]inを引数 とする筒内ガス中の窒素濃度を求めるための関数 func[N2]とに基づいて筒内ガス中の窒素 濃度 （即ち、 吸気窒素濃度 [N2] in) を求める。
続いて、 CPU61はステップ 565に進んで、 現時点でのエンジン回転速度 NEと、 微 小時間 Δ ΐ (例えば、 0. 1msec) と、 NE, Δ tを引数とする微小クランク角度 ACAを求 めるための関数 funcACAとに基づいて、 同微小時間 Δ tに相当するクランク角度である微 小クランク角度 ACAを求める。 この微小クランク角度 ACAは、 エンジン回転速度 NEが現時 点 （即ち、 I VC直後） での値である場合における、 微小時間 Δ tに相当するクランク角 度である。
そして、 CPU61はステップ 570に進み、 スート総発生量 Sootを初期値 SootOに設 定するとともに NO総発生量 NOを初期値 NO0に設定し、 続くステップ 575にて変数 i の値を 「0」 にクリアする。 ここで、 初期値 SootOは、 燃料噴射前の時点から筒内ガス中 に含まれている （従って、 EGRガス中に予め含まれている） スート量に相当し、 初期値 NO0は、 燃料噴射前の時点から筒内ガス中に含まれている （従って、 EGRガス中に予 め含まれている） NO量に相当する。 ―
また、 変数 iの値は、 何番目の噴射かを識別するための値であり、 「i=l」 は 1番目噴射 (従って、 1番目混合気） を表し、 「i=2」 は 2番目噴射 （従って、 2番目混合気） を表 し、 「i=3」 は 3番目噴射 （従って、 3番目混合気） を表す。
次に、 CPU61は図 6のステップ 605へと進み、 変数 iの値をその時点での値 （現 時点では 「0」 ） に 「1」 を加えた値に設定する。 これにより、 変数 iは現時点では 「1 」 になる。 従って、 以降、 「i=l」 である限りにおいて 1番目噴射に係わる算出がなされ ていく。 具体的には、 先ず、 以下のようにして、 1番目噴射に関する各種初期値が決定さ れていく。
先ず、 CPU 61はステップ 610に進んで、 先のステップ 515にて求めた筒内ガス の全質量 Mgを、 先のステップ 545にて求めた i番目 （1番目） 噴射時クランク角度 CAinj (i)から得られる 1番目噴射時筒內容積 Vg (CAinj (1) )で除することで （ 1番目噴射時 の） 筒内ガス密度 pgOを求める。
続いて、 CPU 61はステップ 615に進み、 先のステップ 510にて求めた I VC時 筒内ガス圧力 Pgivcと、 上記 I VC時筒内容積 Vg(CAivc)と、 上記 i番目 （1番目） 噴射時 6306769 筒内容積 Vg(CAinj(i))と、 上記 (4)式に相当する式とに基づいて （1番目噴射時の） 筒内 ガス圧力 PgOを求める。
次に、 CPU 61はステップ 620に進んで、 先のステップ 535にて求めた i番目 （ 1番目） 噴射圧力 Pcr(i)から上記筒内ガス圧力 PgOを減じることで （1番目噴射時の） 有 効噴射圧力 ΔΡを求め、 続くステップ 625にて、 上記求めた有効噴射圧力 ΔΡと、 筒内ガ ス密度 pgOと、 テーブル Map 0とに基づいて （1番目噴射に係わる） 噴霧角 0を求める。 これにより、 噴霧角 0は、 i番目 （1番目） 噴射時点 （即ち、 クランク角度 CAinj(l)) で の有効噴射圧力 ΔΡ及び筒内ガス密度 p g0に基づいて決定される。
次いで、 CPU61はステップ 630に進み、 空気過剰率前回値； Lbを初期値 「0」 に 設定し、 続くステップ 635にて （1番目混合気に係わる） 混合気形成筒内ガス質量 Gの 値を初期値 「0」 に設定するとともに、 続くステップ 640にて （1番目混合気に係わる ) 燃料消費量積算値 sumqr、 及び筒内ガス消費量積算値 sumgrを共に初期値 「0」 に設定す る。
続いて、 CPU 61はステップ 645に進んで、 （1番目混合気に係わる） 混合気のェ ンタルピ Hraixを、 上記（17)式に相当する式に従って、 初期値 （即ち、 先のステップ 540 にて求めた i番目 （1番目） 噴射量 Q(i)と、 燃料の定圧比熱 Cfと、 先のステップ 550に て求めた燃料蒸気温度 Tfの積） に設定する。
次に、 CPU61はステップ 650に進み、 （1番目混合気に係わる） 混合気の定圧比 熱 Cmixを初期値である上記燃料の定圧比熱 Cfに設定し、 続くステップ 655にて （1番目 混合気に係わる） 混合気質量 Mmixを初期値である i番目 （1番目） 噴射量 Q(i)に設定する 次いで、 CPU61はステップ 660に進んで、 （1番目混合気に係わる） 混合気内の NO濃度 [NO] mix, スート濃度 [Soot]mix、 酸素濃度 [02]mixをそれぞれ初期値 「0」 に 設定するとともに、 （1番目混合気に係わる） 混合気内の燃料濃度 [Fuel]miXを初期値 「 1」 に設定する。
続いて、 CPU61はステップ 665に進み、 （1番目混合気に係わる） 噴射後経過時 間 tを初期値 「0」 に設定するとともに、 （1番目噴射に係わる） クランク角度 CAを初期 値である i番目 （1番目） 噴射時クランク角度 CAinj(i)に設定する。 これにより、 i番目 （ 1番目） 混合気に係わる噴射後経過時間 tが i番目 （1番目） 噴射時からカウントされる ことになる。
次に、 CPU 61はステップステップ 670に進んで、 フラグ ENDsootの値、 フラグ ENDnoの値を共に 「0」 に初期化する。 ここで、 フラグ ENDsootは、 その値が 「1」 のときスート濃度 [Soot]mixの値が更新中であることを示し、 その値が 「0」 のときスー ト濃度 [Soot]mixの更新が終了していることを示す。 また、 フラグ ENDnoは、 その値が 「1」 のとき NO濃度 [N0]mixの値が更新中であることを示し、 その値が 「0」 のとき N O濃度 [N0]mixの更新が終了していることを示す。 このようにして、 i番目 （1番目） 噴射 に関する各種初期値が決定される。
次に、 CPU 61は図 7のルーチンに進み、 i番目 （1番目） 噴射に関する混合気温度 の算出のための処理を開始する。 具体的には、 CPU 61は先ずステップ 705に進み、
(1番目噴射に係わる） 噴射後経過時間 tの値 （現時点では、 「0」 ) を微小時間 A tだ け増大 ·更新させるとともに、 （1番目噴射に係わる） クランク角度 CAの値 （現時点では 、 「CAinj(l)」 ） を微小クランク角度 ACAだけ増大 '更新させる。 このように、 クランク 角度 CAの値が噴射後経過時間 tに対応する値に維持されていく。 これにより、 以降、 （1 番目噴射に係わる） 噴射後経過時間 t = A tとなり、 （1番目噴射に係わる） クランク角 度じ八=じ八^」（1) + ACAとなる。
続いて、 CPU 6 1はステップ 710に進んで、 先のステップ 5 15にて求めた筒内ガ スの全質量 Mgを、 上記ステップ 705にて更新されたクランク角度 CAに対応する筒内容積 Vg(CA)で除することで噴射後経過時間 t (従って、 クランク角度 CA) における （1番目噴 射に係わる） 筒内ガス密度 Pgを求める。
次に、 CPU 61はステップ 715に進んで、 上記ステップ 510にて求められた I V C時筒内ガス圧力 Pgivcと、 上記 I VC時筒内容積 Vg(CAivc)と、 上記クランク角度 CAに対 応する筒内容積 Vg(CA)と、 上記 (26)式とに基づいて噴射後経過時間 t (従って、 クランク 角度 CA) における （1番目噴射に係わる） 筒内ガス圧力 Pgを求める ό
次いで、 CPU 61はステップ 720に進み、 上記ステップ 510にて求められた I V C時筒内ガス温度 Tgivcと、 上記' I VC時筒内容積 Vg(CAivc)と、 上記クランク角度 CAに対 応する筒内容積 Vg(CA)と、 上記（12)式とに基づいて噴射後経過時間 t (従って、 クランク 角度 CA) における （1番目噴射に係わる） 筒内ガス温度 Tgを求める。
次に、 CPU61はステップ 725に進んで、 上記ステップ 510にて求められた上記 吸気酸素濃度 [02] inと、 ステップ 720にて求めた筒内ガス温度 Tgと、 [02]in, Tgを引数 とする筒内ガスの定圧比熱 Cgを求めるための関数 funcCgと、 上記（13)式とに基づいて噴射 後経過時間 t (従って、 クランク角度 CA) における （1番目噴射に係わる） 筒内ガスの定 圧比熱 Cgを求める。
続いて、 CPU61はステップ 730に進み、 先のステップ 710にて求めた筒内ガス 密度 と、 先のステップ 625にて求めた噴霧角 0と、 先のステップ 620にて求めた 有効噴射圧力 ΔΡと、 先のステップ 705にて更新した i番目 （1番目） 噴射に係わる噴射 後経過時間 tと、 上記 (3)式とに基づいて i番目 （1番目） 噴射に係わる燃料希釈率 d /dt を求める。
次いで、 CPU61はステップ 735に進んで、 上記 (2)式に従って、 i番目 （1番目） 噴射に係わる空気過剰率; Lを、 その時点での空気過剰率前回値 L b (現時点では、 ステツ プ 6 3 0の処理により 「0」 ） に、 上記求めた燃料希釈率 d /dtに微小時間 Δ tを乗じた 値 「c /dt ' Δ ΐ」 を加えた値に更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t (従って、 ク ランク角度 CA) における （1番目噴射に係わる） 空気過剰率 Lが求められる。
次に、 C P U 6 1はステップ 7 4 0に進み、 先のステップ 5 5 5にて求めた筒内ガス理 論空燃比 stoichと、 ステップ 7 3 5にて求めた空気過剰率えと、 空気過剰率前回値; L b ( 現時点では、 ステップ 6 3 0の処理により 「0」 。 次回からは、 後述するステップ 7 8 5 にて設定されている値） と、 ステップ 5 4 0にて設定された i番目 （1番目） 噴射量 Q (i) と、 上記（11)式に相当する式とに基づいて （1番目混合気に係わる） 微小時間 Δ ΐ (噴射 後経過時間（t—厶 ：)〜 tの間） において混合気に新たに取り込まれた筒内ガス質量 gを 求める。
続いて、 C P U 6 1はステップ 7 4 5に進んで、 混合気形成筒内ガス質量 Gを、 その時 点での値 （現時点では、 ステップ 6 3 5の処理により 「0」 ） に上記新たに取り込まれた 筒内ガス質量 gを加えた値に更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t (従って、 クラン ク角度 CA) における （1番目噴射に係わる） 混合気形成筒内ガス質量 Gが求められる。 次に、 C P U 6 1はステップ ·7 5 0に進み、 混合気質量 Mmixを、 その時点での値 （現時 点では、 ステップ 6 5 5の処理により 1番目噴射量 Q (l) ) に上記新たに取り込まれた筒内 ガス質量 gを加えた値に更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t (従って、 クランク角 度 CA) における （1番目噴射に係わる） 混合気質量 Mmixが求められる。
続いて、 C P U 6 1はステップ 7 5 5に進んで、 化学反応前の混合気のェンタルピ Hpre を、 その時点での混合気のェンタルピ Hmix (現時点では、 ステップ 6 4 5の処理により値 「Q (l) * Cf ' Tf」 ) に、 上記（10)式に従って求められる 「上記新たに取り込まれた筒内ガ スの熱エネルギー AHg=g · Cg · TgJ を加えた値に設定する。
次に、 C P U 6 1はステップ 7 6 0に進み、 上記求めた化学反応前の混合気のェンタル ピ Hpreを、 上記ステップ 7 5 0にて求めた混合気質量 Mmixにその時点での混合気の定圧比 熱 Cmix (現時点では、 ステップ 6 5 0の処理により燃料の定圧比熱 CfD 次回からは、 後述 するステップ 8 3 0にて設定されている値） を乗じた値で除することにより上記（16)式に 相当する式に従って化学反応前の混合気の温度 Tpreを求める。
次いで、 C P U 6 1はステップ 7 6 5に進んで、 その時点での混合気内の酸素濃度 [02] rain (現時点では、 ステップ 6 6 0の処理により 「0」 。 次回からは、 後述するステ ップ 8 2 0にて設定されている値） と、 燃料濃度 [Fuel]mix (現時点では、 ステップ 6 6 0の処理により 「0」 。 次回からは、 後述するステップ 8 1 5にて設定されている値） と 、 上記求めた化学反応前の混合気の温度 Tpreと、 上記 (15)式とに基づいて微小時間 Δ t ( 噴射後経過時間（t—Δ t )〜tの間） において混合気内で発生する化学反応による燃料消 費量 qrを求める。
続いて、 C P U 6 1はステップ 7 7 0に進み、 上記求めた消費燃料量 qrと、 上記（14)式 とに基づいて微小時間 Δ t (噴射後経過時間（ t一 Δ 1：)〜 tの間） において混合気内で発 生する化学反応による反応熱 Hrを求め、 続くステップ 7 7 5にて混合気のェンタルピ Hmix を、 上記求めた化学反応前の混合気のェンタルピ Hpreに上記求めた反応熱 Hrを加えた値に 設定 ·更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t (従って、 クランク角度 CA) における （ 1番目噴射に係わる） 混合気のェンタルピ Hmixが求められる。
そして、 C P U 6 1はステップ 7 8 0に進んで、 上記ステップ 7 7 5にて求めた混合気 のェンタルピ Hmixと、 上記ステップ 7 5 0にて求めた混合気質量 Mmixと、 その時点での混 合気の定圧比熱 Cmix (現時点では、 ス.テツプ 6 5 0の処理により燃料の定圧比熱 Cf。 次回 からは、 後述するステップ 8 3 0にて設定されている値） と、 上記（7)式とに基づいて混 合気温度 Tmixを算出する。 これにより、 噴射後経過時間 t = A t (従って、 クランク角度 CA=CAinj (l) + ACA) における （1番目噴射に係わる） 混合気温度 Tmixが求められる。 こ のステップ 7 8 0は混合気状態推定手段に相当する。
次に、 C P U 6 1はステップ 7 8 5に進んで、 次回の計算の準備のため、 空気過剰率前 回値; l bを上記ステップ 7 3 5にて求めた空気過剰率 λの値に設定する。 この値は、 以降 、 上述したステップ 7 3 5にて使用される。 このようにして、 噴射後経過時間 tにおける i番目 （1番目） 噴射に関する混合気温度 Tmixが算出される。
次に、 C P U 6 1は図 8のルーチンに進み、 i番目 （1番目） 噴射に関する各種濃度の 算出のための処理を開始する。 具体的には、 C P II 6 1は先ずステップ 8 0 5に進み、 上 記ステップ 7 6 5にて求めた微小時間 Δ t (噴射後経過時間（ t— Δ 1 )〜 tの間） におレ、 て混合気内で発生する化学反応による燃料消費量 qrと、 ステップ 5 5 5にて求めた筒内ガ ス理論空燃比 stoichと、 上記 (20)式とに基づいて、 微小時間 Δ ΐ (噴射後経過時間（t一 Δ t )〜tの間） において混合気内で発生する化学反応による筒内ガス消費量 grを求める 続いて、 C P U 6 1はステップ 8 1 0に進んで、 （1番目混合気に係わる） 燃料消費量 積算値 sumqrを、 その時点での値 （現時点では、 ステップ 6 4 0の処理により 「0」 ） に ステップ 6 7 5にて求めた上記燃料消費量 qrを加えた値に設定 ·更新し、 （1番目混合気 に係わる） 筒内ガス消費量積算値 sumgrを、 その時点での値 （現時点では、 ステップ 6 4 0の処理により 「0」 ） にステップ 8 0 5にて求めた上記筒内ガス消費量 grを加えた値に 設定 '更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t (従って、 クランク角度 CA) における （ 1番目噴射に係わる） 燃料消費量積算値 sumqr、 及び筒内ガス消費量積算値 sumgrが求めら れる。
次いで、 C P U 6 1はステップ 8 1 5に進み、 ステップ 5 4 0にて求めた i番目 （1番 目） 噴射量 Q(i)と、 上記求めた燃料消費量積算値 sumqrと、 ステップ 7 5 0にて求めた混 合気質量 Mraixと、 上記（19)式に相当する式とに基づいて、 噴射後経過時間 t (従って、 ク ランク角度 CA) における （1番目噴射に係わる） 混合気内の燃料濃度 [Fuel]mixを求める 次に、 C P U 6 1はステップ 8 2 0に進んで、 ステップ 7 4 5にて求めた混合気形成筒 内ガス質量 Gと、 上記求めた筒内ガス消費量積算値 suragrと、 ステップ 5 1 0にて設定され た吸気酸素濃度 [02] inと、 ステップ 7 5 0にて求めた混合気質量 Mmixと、 上記 (21)式とに 基づいて、 噴射後経過時間 t (従って、 クランク角度 CA) における （1番目噴射に係わる ) 混合気内の酸素濃度 [02]mixを求める。
続いて、 C P U 6 1はステップ 8 2 5に進み、 ステップ 7 4 5にて求めた混合気形成筒 内ガス質量 Gと、 ステップ 5 6 0にて設定された吸気窒素濃度 [N2] inと、 ステップ 7 5 0 にて求めた混合気質量 Mmixと、 上記 (22)式とに基づいて、 噴射後経過時間 t (従って、 ク ランク角度 CA) における （1番目噴射に係わる） 混合気内の窒素濃度 [N2]mixを求める。 このステップ 8 1 5〜8 2 5も混合気状態推定手段に相当する。
次に、 C P U 6 1はステップ 8 3 0に進んで、 上記ステップ 8 2 0にて求めた混合気内 の酸素濃度 [02] mixと、 ステップ 7 8 0にて求めた混合気温度 Tmixと、 上記 (9)式とに基づ いて噴射後経過時間 t (従って、 クランク角度 CA) における （1番目噴射に係わる） 混合 気の定圧比熱 Cmixを求める。 この値は、 以降、 ステップ 7 6 0、 7 8 0にて使用される。 次いで、 C P U 6 1はステップ 8 3 5に進み、 フラグ E NDsootの値が 「0」 であるか 否かを判定し、 「N o」 と判定する場合、 後述する混合気内のスート濃度 [So0t]mixの更 新 （スート発生速度 d[soot]mix/dtの時間積分処理。 ステップ 8 5 5 ) を行うことなくス テツプ 8 7 0に直ちに進む。
現時点では、 先のステップ 6 7 0の処理によりフラグ E NDsootの値は 「0」 になって いる。 従って、 C P U 6 1はステップ 8 3 5にて 「Y e s」 と判定してステップ 8 4 0に 進み、 ステップ 8 1 5にて求めた混合気内の燃料濃度 [Fuel]mixと、 ステップ 7 1 5にて 求めた筒内ガス圧力 Pgと、 ステップ 7 8 0にて求めた混合気温度 Tmixと、 上記 (24)式とに 基づいてスートの生成速度 dmsf/dtを求める。
続いて、 C P U 6 1.はステップ 8 4 5に進んで、 その時点での混合気内のスート濃度 [Soot] mix (現時点では、 ステップ 6 6 0の処理により 「0」 。 次回からは、 後述するス テツプ 8 5 5にて設定されている値） と、 ステップ 8 2 0にて求めた混合気内の酸素濃度 [02]mixと、 ステップ 7 1 5にて求めた筒内ガス圧力 Pgと、 ステップ 7 8 0にて求めた混 合気温度 Tmixと、 上記 (25)式とに基づいてスートの酸化速度 dmso/dtを求める。
次に、 C P U 6 1はステップ 8 5 0に進み、 上記求めたスートの生成速度 dmsf/dtと、 上記求めたスートの酸化速度 dmso/dtと、 上記（23)式とに基づいてスート発生速度 d[soot]mix/dtを求め、 続くステップ 855にて、 混合気内のスート濃度 [Soot]mixを、 そ の時点での値 （現時点では、 ステップ 660の処理により 「0」 ） に上記求めたスート発 生速度 d[soot]mix/dtに微小時間 Δ tを乗じた値 「d[Soot]mix/dt · Δ t」 を加えた値に設 定 -更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t = A t (従って、 クランク角度 CA = CAinj(l) + ACA) における （1番目噴射に係わる） 混合気内のスート濃度 [Soot ixが求 められる。 このステップ 855がエミッション発生量推定手段に相当する。
続いて、 CPU61はステップ 860に進んで、 クランク角度 CAが圧縮上死点 （以下、 「TDC」 と称呼する。 ） 以降であって、 且つ、 噴射後経過時間 t (従って、 クランク角 度 CA) における （1番目噴射に係わる） ステップ 780で求められた混合気温度 Tmixがス ートの反応限界温度 TminSootより低いか否かを判定する。 なお、 スートの反応限界温度 TminSootとは、 混合気温度 Tmixがその温度未満になるとスートが殆ど発生しなくなる温度 である。
ここで、 「Ye s」 と判定する場合、 CPU61はステップ 865に進んでフラグ EN Dsootの値を 「0」 から 「1」 に変更する。 これにより、 以降、 CPU 61はステップ 8 35に進んだとき 「No」 と判定するようになり、 上述したように、 混合気内のスート濃 度 [Soot]mixの更新 （ステップ 855) が実行されなくなる。 これにより、 スート濃度 [Soot ixの更新に係わる不必要な計算が省略でき、 CPU 6 1の計算負荷を低減するこ とができる。
現時点は I VCの直後であるから、 TDC前である。 従って、 C.PU61はステップ 8 60にて 「No」 と判定してステップ 870に直ちに進む。 即ち、 フラグ ENDsootの値 が 「0」 に維持される。
CPU61はステップ 870に進むと、 フラグ ENDnoの値が 「0」 であるか否かを判 定する。 ここで、 「No」 と判定する場合、 CPU 6 1は後述する混合気内の NO濃度 [N0]mixの更新 （NO発生速度 d[N0]mix/dtの時間積分処理。 ステップ 880) を行うこと なく図 9のステップ 905に直ちに進む。
現時点では、 先のステップ 670の処理によりフラグ ENDnoの値は 「0」 になってい る。 従って、 CPU61はステップ 870にて 「Ye s」 と判定してステップ 875に進 み、 ステップ 825にて求めた混合気内の窒素濃度 [N2]mixと、 ステップ 820にて求め た混合気内の酸素濃度 [02]mixと、 ステップ 780にて求めた混合気温度 Tmixと、 上記 (27)式とに基づ V、て N O発生速度 d [NO] mix/dtを求める。
続いて、 CPU61はステップ 880に進み、 混合気内の NO濃度 [Soot] mixを、 その 時点での値 （現時点では、 ステップ 660の処理により 「0」 ） に上記求めた NO発生速 度 d [NO] mix/dtに微小時間 Δ tを乗じた値 rd [NO] mix/dt ' 厶 t」 を加えた値に設定 ·更新 する。 これにより、 噴射後経過時間 t=A t (従って、 クランク角度 CA=CAinj(l) + ACA ) における （1番目噴射に係わる） 混合気内の NO濃度 [N0]mixが求められる。 このステ ップ 880もエミッシヨン発生量推定手段に相当する。
続いて、 CPU 61はステップ 885に進んで、 クランク角度 CAが TDC以降であって 、 且つ、 噴射後経過時間 t (従って、 クランク角度 CA) における （1番目噴射に係わる） ステップ 780で求められた混合気温度 Tmixが NOの反応限界温度 TminNOより低い力否か を判定する。 なお、 NOの反応限界温度 TminNOとは、 混合気温度 Tmixがその温度未満にな ると N Oが殆ど発生しなくなる温度である。
ここで、 「Ye s」 と判定する場合、 CPU6 1はステップ 890に進んでフラグ EN Dnoの値を 「0」 から 「1」 に変更する。 これにより、 以降、 CPU 61はステップ 87 0に進んだとき 「No」 と判定するようになり、 上述したように、 混合気内の NO濃度 [N0]mixの更新 （ステップ 880) が実行されなくなる。 これにより、 NO濃度 [N0]mixの 更新に係わる不必要な計算が省略でき、 CPU61の計算負荷を低減することができる。 上述と同様、 現時点は I VCの直後であるから、 TDC前である。 従って、 現時点では 、 CPU61はステップ 885にて 「No」 と判定して図 9のルーチンに直ちに進む。 即 ち、 フラグ ENDnoの値が 「0」 に維持される。 以上により、 変数 i=lについての （従つ て、 1番目噴射に係わる） 噴射後経過時間 t = A t (クランク角度 CA=CAinj(l) +厶 CA) における、 混合気 （1番目混合気） の空気過剰率え、 1番目混合気の状態 （温度 Tmix等） 、 及び 1番目混合気に係わるェミッション濃度 （[S00t]mix, [N0]mix) が算出される。
CPU 61は図 9のステップ 905に進むと、 フラグ ENDsootの値、 及びフラグ EN Dnoの値が共に 「1」 である力 \ 又は、 クランク角度 CAが TDC以降の所定の終了判定ク ランク角度 CAendに一致したか否かを判定する。 現時点では、 上述のごとく、 フラグ EN D sootの値、 及ぴフラグ ENDnoの値が共に 「0」 であり、 且つ、 クランク角度 CAは、 1 番目噴射時クランク角度 CAinj(l)に微小クランク角度 ACAを加えた値 （従って、 TDC前 ) であるから上記終了判定クランク角度 CAendに達していない。
従って、 現時点では、 CPU 61はステップ 905にて 「No」 と判定して図 7のステ ップ 705に戻り、 （1番目噴射に係わる） 噴射後経過時間 t (現時点では、 「l * A t 」 ） を微小時間 Δ tだけ増大 '更新させるとともに、 （1番目噴射に係わる） クランク角 度 CA (現時点では、 「CAinj(l) + ACA」 ） を微小クランク角度 ACAだけ増大 ·更新させた 後、 上述した図 7のステップ 710〜図 9のステップ 905の処理を再び実行する。 これにより、 変数 i=lについての （従って、 1番目噴射に係わる） 噴射後経過時間 t = 2 · Δ t (クランク角度 CA=CAinj(l) + 2 · ACA) における、 混合気 （1番目混合気） の 空気過剰率； I (ステップ 735を参照。 ) 、 1番目混合気の状態 （温度 Tmix等。 ステップ 780を参照。 ） 、 及ぴ （フラグ ENDsoot=フラグ ENDno=0である限りにおいて） 1番目混合気に係わるエミッシヨン濃度 （[Soot]mix, [N0]mixo ステップ 855、 880 を参照。 ) が算出される。
そして、 図 9のステップ 905の判定において 「No」 と判定される毎に、 図 7のステ ップ 705〜図 9のステップ 905の処理が繰り返し実行されていく。 これにより、 図 9 のステップ 905の判定において 「No」 と判定される限りにおいて、 変数 i=lに維持 された状態で、 1番目混合気の空気過剰率え、 1番目混合気の状態 （温度 Tmix等） 、 及び
(フラグ E N D soot =フラグ E N Dno= 0である限りにおいて） 1番目混合気に係わるェ ミッション濃度 （[Soot]mix， [NO] mix) が 1番目噴射時から微小時間 Δ t毎に （即ち、 CAinj (1)から微小クランク角度 ACA毎に） 求められていく。
以降、 TDC後の膨張行程における筒内容積の増大等に伴って混合気温度 Tmixが低下す ることで上述したステップ 860の条件が成立した場合、 フラグ ENDsootの値が 「0」 から 「1」 に変更されて、 それ以降、 上述のごとく、 スート濃度 [S00t]mixの更新 （ステ ップ 855) が実行されなくなる。 また、 膨張行程における筒内容積の増大等に伴って上 述したステップ 885の条件が成立した場合、 フラグ ENDnoの値が 「0」 から 「1」 に 変更されて、 それ以降、 上述のごとく、 NO濃度 [NO] mixの更新 （ステップ 880) が実 行されなくなる。
そして、 フラグ ENDsootの値とフラグ ENDnoの値が共に 「1」 となった場合、 又は 、 （フラグ ENDsootの値とフラグ ENDnoの値が共に 「1」 となっていなくても） クラ ンク角度 CAが上記終了判定クランク角度 CAendに達した場合、 CPU 6 1は図 9のステツ プ 905に進んだとき 「Ye s」 と判定してステップ 910以降に進み、 変数 i=lについ ての （従って、 1番目噴射に係わる） 計算を終了するための処理を行う。
即ち、 CPU 61はステップ 910に進むと、 先のステップ 855の処理にて更新され ている現時点での混合気内のスート濃度 [Soot]mixの値に、 先のステップ 750にて更新 されている現時点での混合気質量 Mmixを乗じることで i番目 （1番目） 混合気内のスート 発生量 Soot(i)を求めるとともに、 先のステップ 880の処理にて更新されている現時点 での混合気内の NO濃度 [N0]mixの値に、 同混合気質量 Mmixを乗じることで i番目 （1番目 ) 混合気内の NO発生量 N0(i)を求める。
次いで、 CPU 61はステップ 915に進み、 スート総発生量 Sootを、'その時点での値
(現時点では、 ステップ 570の処理により初期値 SootO) に上記求めた i番目 （1番目） 混合気内のスート発生量 Soot (i)を加えた値 （SootO + Sootd)) に更新するとともに、 N O総発生量 NOを、 その時点での値 （現時点では、 ステップ 570の処理により初期値 N O0) に上記求めた i番目 （1番目） 混合気内の NO発生量 N0(i)を加えた値 （NO0 + N0(D) に更新する。 以上により、 .1番目噴射 （従って、 1番目混合気） に関する計算が 終了する。 - そして、 CPU 61はステップ 920に進んで変数 iの値が 「3」 であるか否かを判定 する。 現時点では、 変数 i = lであるから、 C P U 6 1はステップ 9 2 0にて 「N o」 と判 定して図 6のステップ 6 0 5に戻り、 変数 iの値を 「1」 だけ増大させる。 これにより、 以降、 変数 iが 「2」 に設定されるから、 2番目噴射 （従って、 2番目混合気） に係わる 算出がなされていく。
即ち、 先ず、 上述した図 6のステップ 6 1 0〜6 7 0にて、 2番目噴射に関する各種初 期値が設定される。 具体的には、 ステップ 6 1 0にて、 先のステップ 5 4 5にて求めた 2 番目噴射時クランク角度 CAinj (2)から得られる 2番目噴射時筒内容積 Vg (CAinj (2) )を使用 して （2番目噴射時の） 筒内ガス密度 p gOが求められる。
続いて、 ステップ 6 1 5にて、 上記 2番目噴射時筒内容積 Vg (CAinj (2) )を使用して （2 番目噴射時の） 筒内ガス圧力 PgOが求.められる。 この結果、 ステップ 6 2 0にて、 2番目 噴射圧力 Pcr (2)から上記筒内ガス圧力 PgOを減じることで （2番目噴射時の） 有効噴射圧 カ厶 Pが求められ、 続くステップ 6 2 5にて、 上記求めた有効噴射圧力 ΔΡと、 筒内ガス密 度 P gOと、 テーブル Map Θとに基づいて （2番目噴射に係わる） 噴霧角 Θが求められる。 これにより、 噴霧角 0は、 2番目噴射時点 （即ち、 クランク角度 CAinj (2) ) での有効噴射 圧力 ΔΡ及び筒内ガス密度/ 0 gOに基づいて決定される。
また、 ステップ 6 4 5にて、 （2番目混合気に係わる） 混合気のェンタルピ Hmixが、 初 期値 （即ち、 先のステップ 5 4 0にて求めた 2番目噴射量 Q (2)と、 燃料の定圧比熱 Cfと、 先のステップ 5 5 0にて求めた燃料蒸気温度 Tfの積） に設定され、 ステップ 6 5 5にて、
( 2番目混合気に係わる） 混合気質量 Mmixが初期値である 2番目噴射量 Q (2)に設定される そして、 ステップ 6 6 5にて、 （2番目混合気に係わる） 噴射後経過時間 tが初期値 「 0」 に設定されるとともに、 （2番目噴射に係わる） クランク角度 CAが初期値である 2番 目噴射時クランク角度 CAinj (2)に設定される。 これにより、 2番目混合気に係わる噴射後 経過時間 t力 S 2番目噴射時からカウントされることになる。
このようにして、 図 6のステップ 6 1 0〜6 7 0にて 2番目噴射に関する各種初期値が 設定されると、 次に、 上述した図 7のステップ 7 0 5〜図 9のステップ 9 0 5の処理が実 行される。 これにより、 図 9のステップ 9 0 5の判定において 「N o」 と判定される限り において、 変数 i = 2に維持された状態で、 2番目混合気の空気過剰率 λ、 2番目混合気 の状態 （温度 Tmix等） 、 及び （フラグ E NDsoot =フラグ E NDno= 0である限りにおい て） 2番目混合気に係わるェミッション濃度 （[Soot]miX， [NO] mix) が 2番目噴射時から 微小時間 A t毎に （即ち、 CAinj (2)から微小クランク角度 ACA毎） に求められていく。 そして、 上述したステップ 9 0 5の条件が成立すると、 ステップ 9 1 0にて 2番目混合 気内のスート発生量 Soot (2)と N O発生量 N0(2)が求められ、 ステップ 9 1 5にて、 スート 総発生量 Sootが、 現時点での値 （初期値 SootO+Soot (l) ) に上記求めた 2番目混合気内の スート発生量 Soot (2)を加えた値 （Soot0+Soot(l)+Soot(2)) に更新されるとともに、 N O総発生量 NOが、 現時点での値 （初期値 00+1^0(1)) に上記求めた 2番目混合気内の NO発生量 NO (2)を加えた値 （ΝΟ0+Ν0(1)+Ν0(2)) に更新される。 以上により、 2番目 噴射 （従って、 2番目混合気） に関する計算が終了する。
そして、 ステップ 920にて変数 iの値が 「3」 であるか否かが判定される。 現時点で は、 変数 i= 2であるから、 「No」 と判定されて図 6のステップ 605に再び戻り、 変 数 iの値が 「1」 だけ増大させられる。 これにより、 以降、 変数 iが 「3」 に設定されるか ら、 3番目噴射 （従って、 3番目混合気） に係わる算出がなされていく。
即ち、 先ず、 上述した図 6のステップ 610〜670にて、 3番目噴射に関する各種初 期値が設定される。 具体的には、 ステップ 610〜625にて (3番目噴射に係わる） 嘖 霧角 0力 3番目噴射時点 （即ち、 クランク角度 CAinj(3)) での有効噴射圧力 ΔΡ及び筒 内ガス密度 pgOに基づいて決定される。
また、 ステップ 645にて、 （3番目混合気に係わる） 混合気のェンタルピ Hmixが、 初 期値 （即ち、 先のステップ 540にて求めた 3番目噴射量 Q(3)と、 燃料の定圧比熱 Cfと、 先のステップ 550にて求めた燃料蒸気温度 Tfの積） に設定され、 ステップ 655にて、 (3番目混合気に係わる） 混合気質量 Mmixが初期値である 3番目噴射量 Q(3)に設定される そして、 ステップ 665にて、 （3番目混合気に係わる） 噴射後経過時間 tが初期値 「 0」 に設定されるとともに、 （3番目噴射に係わる） クランク角度 CAが初期値である 3番 目） 噴射時クランク角度 CAinj (3)に設定される。 これにより、 3番目混合気に係わる噴射 後経過時間 tが 3番目噴射時からカウントされることになる。
このようにして、 図 6のステップ 610〜670にて 3番目噴射に関する各種初期値が 設定されると、 次に、 上述した図 7のステップ 705〜図 9のステップ 905の処理が実 行される。 これにより、 図 9のステップ 905の判定において 「No」 と判定される限り において、 変数 i= 3に維持された状態で、 3番目混合気の空気過剰率 λ、 3番目混合気 の状態 （温度 Tmix等） 、 及び （フラグ ENDsoot-フラグ ENDno=0である限りにおい て） 3番目混合気に係わるェミッション濃度 （[Soot ix, [NO] mix) が 3番目噴射時から 微小時間 Δ ΐ毎に （即ち、 CAinj(3)から微小クランク角度 ACA毎） に求められていく。 そして、 上述したステップ 905の条件が成立すると、 ステップ 910にて 3番目混合 気内のスート発生量 Soot (3)と NO発生量 N0(3)が求められ、 ステップ 915にて、 スート 総発生量 Sootが、 現時点での値 （初期値300^ + 500 （1)+300 2)) に上記求めた 3番目 混合気内のスート発生量 Soot (3)を加えた値 （Soot0 + Soot(l)+Soot(2)+Soot(3)) に更 新されるとともに、 NO総発生量 NOが、 現時点での値 （初期値 00+^)(1)+ 0(2)) に上記求めた 3番目混合気内の NO発生量 N0(3)を加えた値 (NO0 + N0(l) +N0(2) + NO (3)) に更新される。
以上により、 3番目噴射 （従って、 3番目混合気） に関する計算が終了する。 また、 こ れにより、 スート総発生量 Sootが各混合気内のスート発生量の和として求められるととも に、 NO総発生量 NOが各混合気内の NO発生量の和として求められる。 即ち、 エミッシ ヨン発生量の推定が終了する。 CPU 61は、 以上説明した混合気状態の推定、 及びエミ ッシヨン発生量の推定を I VCの直後 （即ち、 燃料噴射開始時期 CAinjの前の時点） にお いて完了する。
そして、 ステップ 920にて変数 iの値が 「3」 であるか否かが判定される。 現時点で は、 変数 i=3であるから、 「Ye s」 と判定される。 この場合、 CPU61はステップ 925に進み、 現時点 （即ち、 I V( の直後の時点） におけるエンジン回転速度 ΝΕと、 上 記ステップ 520にて決定されている指令燃料噴射量 Qfinと、 テーブル MapSootter, Map NOterとに基づいてスート目標発生量 Sootter、 及び NO目標発生量 NOterを求める。 次いで、 CPU61はステップ 930に進んで、 スート発生量偏差 Δ sootを、 ステップ 91 5にて求められているスート総発生量 Sootから上記求めたスート目標発生量 Sootter を減じた値に設定するとともに、 NO発生量偏差 ΔΝΟを、 ステップ 915にて求められ ている N O総発生量 N Oから上記求めた N O目標発生量 N O terを減じた値に設定する。 続いて、 CPU61はステップ 935に進み、 上記求めたスート発生量偏差 Δ sootが基 準値 Sootrefより大きいか否かを判定し、 「Ye s」 と判定する場合、 ステップ 940に 進んで最終燃料噴射圧力 Pcrfinを、 上記ステップ 530にて決定されている基本燃料噴射 圧力 Pcrbaseに所定値 APcrを加えた値に設定する。 これにより、 スート発生量が小さくな る方向に燃料噴射圧力が補正されることになる。
一方、 ステップ 935にて 「No」 と判定する場合、 CPU61はステップ 945に進 み、 上記求めた NO発生量偏差 Δ NOが基準値 NOrefより大きいか否かを判定し、 「Y e s」 と判定する場合、 ステップ 950に進んで最終燃料噴射圧力 Pcrfinを、 上記ステツ プ 530にて決定されている基本燃料噴射圧力 Pcrbaseから上記所定値 APcrを減じた値に 設定する。 これにより、 NO発生量が小さくなる方向に燃料噴射圧力が補正されることに なる。
他方、 ステップ 945にて 「No」 と判定する場合 （即ち、 Δ Soot≤ Sootref、 且つ、 厶 NO≤ NOrefの場合） 、 C P U 6 1はステップ 955に進んで、 最終燃料噴射圧力 Pcrfinを上記ステップ 530にて決定されている基本燃料噴射圧力 Pcrbaseと等しい値に 設定する。 即ち、 この場合、 燃料噴射圧力が捕正されない。
そして、 CPU61はステップ 96◦に進むと、 燃料噴射圧力が上記設定された最終燃 料噴射圧力 Pcrfinになるように燃料噴射用ポンプ 22 (の駆動回路） に対して制御指示を 行い、 ステップ 595に進んで図 5〜図 9の一連の本ルーチンをー且終了する。 以降、 C P U 6 1は、 次の I V Cが到来するまでの間、 ステップ 5 0 5に進む毎に 「N o」 と判定 し ΤΕける。
この結果、 本ルーチンの実行により、 I V Cが到来する毎に、 燃料噴射形態 （噴射量、 噴射圧力、 噴射時期） が決定されるとともに混合気の状態、 及ぴェミッション総発生量が 直ちに推定され、 係るェミッション総発生量の推定結果に基づいて噴射圧力が補正されて い
また、 C P U 6 1は、 図 1 3にフローチャートにより示した燃料噴射制御を行うための ルーチンを所定時間の経過毎に、 気筒毎に、 繰り返し実行するようになっている。 従って 、 所定のタイミングになると、 C P U 6 1はステップ 1 3 0 0から処理を開始し、 ステツ プ 1 3 0 5に進んで実クランク角度 CAactが先のステップ 5 2 5にて決定されている燃料 噴射開始時期 CAinjに一致したか否かを判定し、 「N o」 と判定する場合、 ステップ 1 3 9 5に直ちに進んで本ルーチンをー且終了する。
いま、 実クランク角度 CAactが上記燃料噴射開始時期 CAinjに一致したものとすると、 C P U 6 1はステップ 1 3 1 0に進んで、 対応する燃料噴射弁 2 1に対してステップ 5 2 0 にて決定されている指令燃料噴射量 Qfinの燃料の噴射指示 （具体的には、 燃料噴射期間 TAUに亘る開弁指示） を行い、 ステップ 1 3 9 5に進んで本ルーチンを一旦終了する。 こ れにより、 指令燃料噴射量 Qfinの燃料が先のステップ 9 4 0、 9 5 0、 9 5 5の何れかに て設定されている最終燃料噴射圧力 Pcrf inをもって噴射される。
以上、 説明したように、 本発明による混合気状態推定装置、 及びェミッション発生量推 定装置の第 1実施形態によれば、 噴射期間 TAUを J前期 1/3ΤΑϋ」 「中期 1/3TAU」 「後期 1/3TAUJ の 3つの期間に均等に E分し、 「前期 1/3TAU」 に対応する 1番目噴射 （質量 Q (l) ) が燃料噴射開始時期 CAinjにて一時に実行され、 1番目噴射から 1/3TAU経過した後に 「 中期 1/3TAU」 に対応する 2番目噴射 （質量 Q (2) ) がー時に実行され、 2番目噴射から 1/3TAU経過した後に 「後期 1/3TAU」 に対応する 3番目噴射 （質量 Q (3) ) がー時に実行され るものとする。 そして、 1番目噴射に基づく 1番目混合気、 2番目噴射に基づく 2番目混 合気、 及び 3番目噴射に基づく 3番目混合気の 「3つの混合気」 をそれぞれ個別に扱い、 混合気毎に、 噴射後経過時間 tに対する混合気の空気過剰率 λ (筒内ガスが混ざり合って いく程度を表す値） 、 混合気の状態 （温度 Tmix等） 及び混合気内でのェミッション発生量 (スート発生量、 及ぴ N O発生量） を個別に推定する。
これにより、 混合気間での、 噴射後経過時間 tに対する空気過剰率 Iの相違、 噴射後経 過時間 tに対する筒内ガスの温度 Tg、 密度 等の状態の相違、 噴射時点での有効噴射圧 カ厶 P及び筒内ガス密度 p gO (従って、 噴霧角 ø ) の相違が考慮されて混合気の状態及び ェミッション発生量が個別に推定され得る。 そして、 混合気毎に推定されたェミッション 発生量を合計することでェミッションの総発生量 （具体的には、 スート総発生量 Soot、 N O総発生量 N O) が推定される。 これにより、 上述した混合気の不均一性、 ェミッション 発生量の不均一性が考慮されてエミッションの総発生量が精度良く推定され得る。
本発明は上記第 1実施形態に限定されることはなく、 本発明の範囲内において種々の変 形例を採用することができる。 例えば、 上記第 1実施形態では、 指令燃料噴射量 Qf in (従 つて、 燃料噴射期間 TAU) にかかわらず、 噴射燃料 （従って、 混合気） を 3つに区分して いるが、 指令燃料噴射量 Qf inに応じて区分数を変更してもよい。 この場合、 指令燃料噴射 量 Qf inが大きいほど区分数を大きくすることが好適である。
また、 上記第 1実施形態においては、 噴射期間 TAUを複数の期間に均等に区分している が、 区分されたそれぞれの期間に対応する噴射燃料量が等しくなるように噴射期間 TAUを 複数の期間に区分してもよい。 この場合、 複数の期間は不均一になる。
また、 上記第 1実施形態においては、 上記（15)式 （図 7のステップ 7 6 5 ) にて算出さ れる燃料消費量 qrの対象となる化学反応として、 着火反応 （熱炎反応） 、 及び低温酸化反 応 （冷炎反応） のみならず、 その他の種々の化学反応が含まれているが、 着火反応、 及ぴ 低温酸ィヒ反応に比してその他の種々の化学反応に係わる燃料消費量は十分に小さいことを 考慮して、 上記燃料消費量 qrの対象となる化学反応として着火反応、 及び低温酸化反応の みを扱うように構成してもよい。
この場合、 燃料消費量 qrを求めるための関数 funcqrは、 化学反応前の混合気温度 Tpreが 低温酸化反応が発生する温度範囲内にある場合に低温酸化反応により消費される燃料量の 値を出力し、 同化学反応前の混合気温度 Tpreが着火反応が発生する温度範囲内にある場合 には着火反応により消費される燃料量の値を出力し、 同化学反応前の混合気温度 Tpreがい ずれの温度範囲内にもない場合には 「0」 を出力するように構成される。
また、 上記第 1実施形態においては、 クランク角度 CAが T D C以降であって、 且つ、 混 合気温度 Ttnixがェミツションの反応限界温度より低くなつた時点以降、 C P U 6 1の計算 負荷低減のためにェミッション発生速度の時間積分処理が終了せしめられるように構成さ れているが、 これに加え、 クランク角度 CAが T D C以前であって、 且つ、 混合気温度 Tmix がエミッションの反応限界温度を超えるまでの間も、 エミッション発生速度の時間積分処 理を行わないように構成してもよい。 これにより、 ェミッション発生量の算出に係わる不 必要な計算が省略でき、 より一層 C P U 6 1の計算負荷を低減することができる。
(第 2実施形態） ·
次に、 本発明の第 2実施形態に係る内燃機関の混合気状態推定装置を含んだエミッショ ン発生量推定装置について説明する。 この第 2実施形態は、 燃料噴射期間 TAUの途中にお いて混合気が着火する場合を想定し、 噴射燃料を混合気の着火前に噴射される部分と、 同 混合気の着火後に噴射される部分とに区分する点のみで上記第 1実施形態と異なっている 。 従って、 以下、 係る相違点を中心に説明する。 (第 2実施形態における噴射燃料の区分、 混合気の区分）
燃料噴射期間 TAUが比較的長い場合、 燃料噴射期間 TAUの途中において （即ち、 燃料噴射 継続中において） 燃焼室内を進行していく混合気が着火する場合が多い。 この場合、 着火 前に噴射された燃料に基づいて形成されていく混合気 （以下、 「着火前噴射に基づく混合 気」 と称呼する。 ） については、 噴射から着火までの期間が比較的長いから、 着火時点で は既に混合気が十分に分散している。 従って、 予混合圧縮着火燃焼に類似した予混合的な 燃焼が支配的になる場合が多 、。
一方、 着火後に噴射された燃料に基づいて形成されていく混合気 （以下、 「着火後噴射 に基づく混合気」 と称呼する。 ） については、 噴射後直ちに着火することになるから、 混 合気が十分に分散していない状態で拡散しながら着火する。 従って、 拡散燃焼に類似した 拡散的な燃焼が支配的になる場合が多い。
他方、 予混合的燃焼と拡散的燃焼とでは燃料の反応速度 （燃焼速度） が異なる。 即ち、 予混合的燃焼では、 燃料と酸素とが十分に混ざり合った状態で着火が発生するから、 燃料 と容易に化学反応し得る酸素が十分に存在し得る。 この結果、 燃料の反応速度 （燃焼速度 ) が比較的大きくなる。
これに対し、 拡散的燃焼では、 燃料と酸素が十分に混ざり合っていない状態で着火が発 生するから、 燃料と容易に化学反応し得る酸素が不足する。 この結果、 燃料の反応速度 ( 燃焼速度） が比較的小さくなる。
更には、 燃料の反応速度 （燃焼速度） が異なると、 上記（15)式にて表される微小時間 Δ tの間において混合気内で発生する化学反応による燃料消費量 qr (従って、 反応熱 Hr) も 異なる。 即ち、 着火前噴射に基づく混合気と、 着火後噴射に基づく混合気とでは、 上記 (1 5)式の関数 funcqrの引数である、 混合気内の酸素濃度 [02]mix、 混合気内の燃料濃度 [Fuel ]mix、 混合気温度 Tmixが同じであっても、 燃料消費量 qrが異なることになる。
係る着火前噴射に基づく混合気と着火後噴射に基づく混合気の間の燃料消費量 qr (従つ て、 反応熱 Hr) の相違を考慮して混合気の状態、 及びェミッション発生量を精度良く推定 するためには、 上記 (15)式に相当する関数 funcqrを、 着火前噴射に基づく混合気用 （関数 funcqrpre) と着火後噴射に基づく混合気用 （関数 funcqrpost) の 2種類準備し、 噴射燃 料を混合気の着火前に噴射される部分と同混合気の着火後に噴射される部分とに区分する ことが考えられる。 そして、 着火前噴射に基づく混合気の状態を上記着火前噴射に基づく 混合気用の関数 funcqrpreを利用して得られる燃料消費量 qrに基づいて推定するとともに 、 着火後噴射に基づく混合気の状態を上記着火後噴射に基づく混合気用の関数 funcqrpost を利用して得られる燃料消費量 qrに基づいて推定することが考えられる。
そこで、 第 2実施形態は、 着火遅れ時間 （噴射開始から着火までの時間） Tdelayを推定 し、 図 1 4に示すように、 噴射期間 TAUを 「前期 Tdelay」 「後期（TAU— Tdelay)」 の 2つの 期間に区分するとともに、 前期 Tdelay、 後期（TAU— Tdelay)に対応してそれぞれ質量 Q(l)
， Q (2)の燃料が順次個別に噴射されるものとする。 着火遅れ時間 Tdelayの推定については 後述する。
より具体的には、 着火前噴射 （1番目噴射） に係わる噴射期間 「前期 Tdelay」 分の質量 Q (1)の燃料が燃料噴射開始時期 CAinjにて一時に噴射され、 着火前噴射から Tdelay経過し た後に着火後噴射 （2番目噴射） に係わる噴射期間 「後期 (TAU— Tdelay)」 分の質量 Q (2) の燃料が一時に噴射されるものとする。 なお、 「Q (l) +Q (2) ==Qfin」 の関係がある。
第 2実施形態は、 着火前噴射に基づく混合気 （1.番目混合気） の状態を求める際には上 記着火前噴射に基づく混合気用の関数 funcqrpreを利用して得られる燃料消費量 qrを使用 し、 着火後噴射に基づく混合気 （2番目混合気） の状態を求める際には上記着火後噴射に 基づく混合気用の関数 funcqrpostを利用して得られる燃料消費量 qrを使用する。
そして、 第 2実施形態は、 着火前噴射に基づく混合気と着火後噴射に基づく混合気とを それぞれ個別に扱い、 混合気毎に、 上述した第 1実施形態と同様の手法により混合気の状 態 （温度 Tmix等） 及ぴェミッション発生量を個別に推定する。 そして、 第 2実施形態は、 混合気毎に推定されたェミツション発生量を合計することでエミッションの総発生量 （具 体的には、 スート総発生量 Soot、 N O総発生量 N O) を推定する。
これにより、 混合気間での、 噴射後の経過時間に対する筒内ガスの温度 Tg、 密度 等 の状態の相違、 噴射時点での有効噴射圧力 ΔΡ及び筒内ガス密度 p gO (従って、 噴霧角 0 ) の相違に加え、 混合気間での上述した燃料消費量 qr (従って、 反応熱 Hr) の相違が考慮 されて混合気の状態及びェミッション発生量が個別に推定され得る。 即ち、 上述した混合 気の不均一性、 ェミッション発生量の不均一性に加えて上述した燃料消費量 qr (従って、 反応熱 Hr)の相違が考慮されてエミッシヨンの総発生量が精度良く推定され得る。
(第 2実施形態の実際の作動）
以下、 第 2実施形態に係る混合気状態推定装置を含んだエミッション発生量推定装置の 実際の作動について説明する。 この装置の C P U 6 1は、 第 1実施形態の C P U 6 1が実 行する囪 5〜図 9、 及び図 1 3に示したルーチンのうち、 図 6、 図 8、 及び図 1 3に示し たルーチンをそのまま実行するとともに、 図 5、 図 7、 及び図 9のルーチンをそれぞれ以 下のように一部だけ変更して実行する。 以下、 主として図 5、 図 7、 及び図 9のルーチン の変更部分について説明する。
第 2実施形態の C P U 6 1は、 図 5に示したルーチンのステップ 5 3 5〜5 4 5に代え て図 1 5に示したステップ 1 5 .0 5〜： 1 5 2 0を実行する。 即ち、 C P U 6 1はステップ 5 3 0からステップ 1 5 0 5に進むと、 現時点から最も近い過去において燃焼が発生した 気筒の筒内圧力センサ 7 7の出力経緯からその燃焼に係わる着火遅れ時間を取得し、 同取 得した着火遅れ時間を今回の燃焼についての着火遅れ時間 Tdelayとする。 ここで、 着火遅れ時間 （噴射開始から着火までの時間） の取得は、 着火発生時点にて筒 内圧力が急増することに着目して筒内圧カセンサ 7 7の出力経緯から着火時期を特定する ことで取得し得る。 このようにして取得された着火遅れ時間を今回の燃焼についての着火 遅れ時間 Tdelayとするのは、 今回の燃焼についての着火遅れ時間 Tdelayは現時点から最 も近い過去における燃焼に係わる着火遅れ時間に近い値になるであろうとの予測に基づく。 次に、 C P U 6 1はステップ 1 5 1 0に進んで、 上記求めた着火遅れ時間 Tdelayと、 図 5のステップ 5 3 0にて求めた基本燃料噴射圧力 Pcrbaseと、 上記関数 funcPcrとから、 1 番目噴射 （着火前噴射） 、 及び 2番目噴射 （着火後噴射） のそれぞれの燃料噴射圧力 Pcr (l) , Pcr (2)を求める。 上述のごとく、 着火前噴射 （質量 Q (l) ) は燃料噴射開始時期 CAinjにて一時に実行され、 着火後噴射 （質量 Q(2) ) は着火前噴射から着火遅れ時間 Tdelay経過した後に一時に実行されるものとする。 これにより、 第 1実施形態と同様、 着 火前噴射の燃料噴射圧力 Per (1)は基本燃料噴射圧力 Pcrbaseと等しい値に設定され、 着火 後噴射の燃料噴射圧力 Per (2)は、 基本燃料噴射圧力 Pcrbaseよりも所定量だけ低い値に設 定される。
続いて、 C P U 6 1はステップ 1 5 1 5に進み、 図 5のステップ 5 2 0にて求めた燃料 噴射期間 TAU、 着火遅れ時間 Tdelayと、 上記基本燃料噴射圧力 Pcrbaseと、 上記関数 funcQ とから、 着火前噴射、 及び着火後噴射のそれぞれの燃料量 （質量） Q (l) , Q (2)を求める。 これにより、 燃料量 （質量） Q (l) , Q (2)は、 上述のごとく、 「Qfin=Q(l) +Q (2)」 の関係 が成立するように設定される。 このステップ 1 5 1 5が噴射燃料区分手段に相当する。 次いで、 C P U 6 1はステップ 1 5 2 0に進み、 上記着火遅れ時間 Tdelayと、 現時点で のエンジン回転速度 NEと、 図 5のステップ 5 2 5にて決定された燃料噴射開始時期 CAinj と、 上記関数 funcCAinjとから、 着火前噴射、 及び着火後噴射のそれぞれの噴射時点での クランク角度 CAinj (1)， CAinj (2)を求める。 これにより、 着火前噴射時クランク角度 CAinj (1)は上記燃料噴射開始時期 CAinjに対応する値に設定され、 着火後噴射時クランク 角度 CAinj (2)は燃料噴射開始時期 CAinj (従って、 着火前噴射時） から着火遅れ時間 Tdelayだけ遅れた時期に対応する値に設定される。 そして、 C P U 6 1は図 5のステップ
5 5 0へと進む。
以上、 ステップ 1 5 0 5〜1 5 2 0の処理は、 変数 i = lが着火前噴射 （従って、 着火 前噴射に基づく混合気） に対応し、 変数 i = 2が着火後噴射 （従って、 着火後噴射に基づ く混合気） に対応することを意味している。
また、 第 2実施形態の C P U 6 1は、 図 7に示したルーチンのステップ 7 6 5に代えて 図 1 6に示したステップ 1 6 0 5〜1 6 1 5を実行する。 即ち、 C P U 6 1はステップ 7
6 0からステップ 1 6 0 5に進むと、 変数 iの値が 「1」 であるか否かを判定する。
いま、 変数 i = 1であるものとすると （即ち、 着火前噴射に係わる算出がなされている ものとすると） 、 C P U 6 1はステップ 1 6 0 5にて 「Y e s」 と判定してステップ 1 6 1 0に進み、 その時点での混合気内の酸素濃度 [02]minと、 燃料濃度 [Fuel] mixと、 図 7の ステップ 7 6 0にて求めた化学反応前の混合気の温度 Tpreと、 上記（15)式に相当する着火 前噴射に基づく混合気用の関数 Funcqrpreとに基づいて微小時間 Δ t (噴射後経過時間（t - Δ t )〜tの間） において混合気内で発生する化学反応による燃料消費量 qrを求める。 一方、 変数 i = 2であるものとすると （即ち、 着火後噴射に係わる算出がなされている ものとすると) 、 C P U 6 1はステップ 1 6 0 5にて 「N o」 と判定してステップ 1 6 1 5に進み、 その時点での混合気内の酸素濃度 [02]m,inと、 燃料濃度 [Fuel] mixと、 図 7のス テツプ 7 6 0にて求めた化学反応前の混合気の温度 Tpreと、 上記 (15)式に相当する着火後 噴射に基づく混合気用の関数 Funcqrpostとに基づいて微小時間 Δ t (噴射後経過時間（t — Δ 1：)〜 tの間） において混合気内で発生する化学反応による燃料消費量 qrを求める。 そして、 C P U 6 1は図 7のステップ 7 7 0へと進む。
また、 第 2実施形態の C P U 6 1は、 図 9に示したルーチンのステップ 9 2 0に代えて 図 1 7に示したステップ 1 7 0 5を実行する。 即ち、 C P U 6 1はステップ 9 1 5からス テツプ 1 7 0 5に進むと、 変数 iが 「2」 であるか否かを判定し、 変数 iが 「2」 でない 場合 （即ち、 i= lである場合） 、 図 6のステップ 6 0 5に戻る一方、 変数 i 力 S 「2」 で ある場合、 ステップ 9 2 5以降へと進む。
これにより、 ステップ 1 7 0 5にて 「Y e s」 と判定された時点でェミッション発生量 の推定が完了し、 スート総発生量 Soot力 初期値 SootOに、 着火前噴射に基づく混合気 内のスート発生量 Soot (l)と、 着火後噴射に基づく混合気内のスート発生量 Soot (2)とを 加えた値として求められる。 同 に、 N O総発生量 N Oが、 初期値 N O0 に、 着火前噴射 に基づく混合気内の N O発生量 N0 (1)と、 着火後噴射に基づく混合気内の N O発生量 N0 (2)とを加えた値として求められる。
以上、 説明したように、 本発明による混合気状態推定装置、 及ぴェミッション発生量推 定装置の第 2実施形態によれば、 噴射期間 TAUを 「前期 Tdelay」 「後期 (TAU— Tdelay)」 の 2つの期間に区分し、 「前期 Tdelayj に対応する着火前噴射 （質量 Q (l) ) が燃料噴射開始 時期 CAinjにて一時に実行され、 着火前噴射から着火遅れ時間 Tdelay経過した後に 「後期 (TAU— Tdelay)」 に対応する着火後噴射 （質量 Q (2) ) が一時に実行されるものとする。 そして、 着火前噴射に基づく 1番目混合気、 及び着火後噴射に基づく 2番目混合気の 「 2つの混合気」 をそれぞれ個別に扱い、 混合気毎に、 噴射後経過時間 tに対する混合気の 空気過剰率え、 混合気の状態 （温度 Tmix等） 及び混合気内でのェミッション発生量 （スー ト発生量、 及び N O発生量） を個別に推定する。 そして、 混合気毎に推定されたエミッシ ョン発生量を合計することでエミッシヨンの総発生量が推定される。
加えて、 着火前噴射に基づく混合気 （1番目混合気） の状態を求める際には上記着火前 噴射に基づく混合気用の関数 funcqrpreを利用して得られる燃料消費量 qrを使用し、 着火 後噴射に基づく混合気 （2番目混合気） の状態を求める際には上記着火後噴射に基づく混 合気用の関数 f uncqrpostを利用して得られる燃料消費量 qrを使用する。
これにより、 上述した混合気の不均一性、 エミッション発生量の不均一性のみならず、 上述した「着火前噴射に基づく混合気と着火後噴射に基づく混合気の間の燃料消費量 の 相違」が考慮されてエミッションの総発生量が精度良く推定され得る。
本発明は上記第 2実施形態に限定されることはなく、 本発明の範囲内において種々の変 形例を採用することができる。 例えば、 上記第 2実施形態では、 噴射燃料を、 混合気の着 火前に噴射される部分と、 同混合気の着火後に噴射される部分との 「'2つの部分」 に区分 するように構成されているが、 混合気の着火前に噴射される部分を更に複数の （例えば、 M個の） 部分に区分し、 混合気の着火後に噴射される部分も更に複数の （例えば、 N個 の） 部分に区分することで噴射燃料を合計 (M+ N)個の部分に区分するように構成しても よい。
この場合、 上記 M個の部分に基づく M個の混合気の状態を求める際には、 上記着火前噴 射に基づく混合気用の関数 funcqrpreを利用して得られる燃料消費量 qrが使用され、 上記 N個の部分に基づく N個の混合気の状態を求める際には、 上記着火後噴射に基づく混合気 用の関数 f uncqrpostを利用して得られる燃料消費量 qrが使用される。
これによると、 上述した「着火前噴射に基づく混合気と着火後噴射に基づく混合気の間 の燃料消費量 qrの相違」が考慮されつつ、 上述した混合気の不均一性、 ェミッション発生 量の不均一性がより一層明確に考慮されてエミッシヨンの総発生量がより一層精度良く推 定され得る。
(第 3実施形態）
次に、 本発明の第 3実施形態に係る内燃機関の混合気状態推定装置を含んだェミツショ ン発生量推定装置について説明する。 この第 3実施形態は、 燃料噴射期間 TAUを微小時間 Δ t (例えば、 0. 1msec) 毎に （多数の （n個の） 期間に） 区分して噴射燃料を同区分さ れた各期間に対応して噴射されるそれぞれの部分 （n個の部分） に区分する点、 並びに、 2番目以降に噴射される部分に基づいて形成されていく混合気の空気過剰率を上記 (2)式、 (3)式を利用することなく 1番目に噴射される部分に基づいて形成されていく混合気の空 気過剰率に基づいて決定する点で、 上記第 1、 第 2実施形態と異なっている。 以下、 係る 相違点を中心に説明する。 なお、 以下、 i番目 （i : n以下の自然数） に噴射される部分に 基づいて形成されていく混合気を 「i番目混合気」 と称呼する。
上記第 1、 第 2実施形態では、 （2つ、 又は 3つに区分された） 混合気毎に、 且つ、 微 小時間 A t (例えば、 0. 1msec) 毎に、 上記 (2)式、 （3)式を利用して空気過剰率; Lが算出 されている （図 7のステップ 7 3 0、 7 3 5を参照） 。 これは、 混合気毎に、 且つ、 微小 時間 Δ t毎に、 混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 gを求める必要があるからである (図 7のステップ 7 4 0を参照） 0
ここで、 （3)式の右辺には、 時々刻々と変化する変数 p g, t に関するべき演算が含まれ ている。 べき演算には多大な計算負荷が伴う。 従って、 上記 (2)式、 （3)式を利用した空気 過剰率えの算出には多大な計算負荷が伴うから、 係る算出回数をできるだけ減らすことが 望ましい。 '
しかしながら、 噴射燃料を多数の （n個の） 邰分に区分するこの第 3実施形態で上記第 1、 第 2実施形態と同様に、 混合気毎、 且つ、 微小時間 Δ t毎に上記 (2)式、 （3)式を利用 した空気過剰率えの算出を行うものとすると、 係る算出回数が非常に大きな値となってし まレ、、 計算負荷が膨大となる。
そこで、 第 3実施形態では、 2番目以降に噴射される部分に基づいて形成されていくそ れぞれの混合気の噴射後経過時間 t = 0力らの微小時間 Δ t毎の空気過剰率は、 1番目混 合気の噴射後経過時間 t = 0からの微小時間 Δ t毎の空気過剰率と等しいと仮定される。 係る仮定により、 2番目以降に噴射される部分に基づいて形成されていくそれぞれの混合 気について、 微小時間 Δ t毎に混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 g を上記 (2)式、 (3)式を利用することなく算出することができる。 この結果、 2番目以降に噴射される部 分に基づいて形成されていくそれぞれの混合気についての上記 (2)式、 （3)式を利用した空 気過剰率 Lの算出が一切不要となる。 以下、 この点について図 1 8を参照しながら説明す る。
図 1 8は、 n 個に区分された噴射燃料のそれぞれの部分 （q(l)，q(2)， · · '，q(n— l) , q (n) ) に基づいて形成されていく n個の混合気の時間経過に対する様子 （噴射開始か ら噴射終了までの様子） を模式的に示した図である。
図 1 8に示すように、 第 3実施形態では、 1番目噴射に係わる噴射期間 「1番目の微小 時間 Δ t」 分の質量 q(l)の燃料が燃料噴射開始時期 CAinj にて一時に噴射され、 2番目 噴射に係わる噴射期間 「2番目の微小時間 Δ 1:」 分の質量 q (2)の燃料が燃料噴射開始時 期 CAinj から Δ t経過した後に一時に噴射され、 · · ·、 n番目噴射に係わる噴射期間 「n番目の微小時間 Δ t」 分の質量 q (n)の燃料が燃料噴射開始時期 CAinjから（η—1) · Δ t経過した後に一時に噴射されるものとする。 なお、 指令燃料噴射量 Qfinと q(i) (i： n 以下の自然数） には、 下記 (28)式に示す関係が成立するが、 燃料噴射期間 TAUに亘る噴射 圧力の変動等に起因して q(i) (i : n以下の自然数） は互いに等しい値とはならない。
Qfin = ^q(i) " -(28)
i=1 更には、 図 18に示すように、 i番目混合気について i番目混合気に係わる噴射後経過 時間 t =(k—l) · Δ t 〜 k · Δ tの間に i番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 を 「g(i，k)」 と表すものとする （i : n以下の自然数、 k : 自然数。 以下、 同様） 。
先ず、 1番目噴射 （従って、 1番目混合気） のみについて考える。 1番目混合気に係わ る噴射後経過時間 t =k · Δ tにおける 1番目混合気の空気過剰率 L (k) (第 1番目部分混 合指標値） は、 上記第 1、 第 2実施形態と同様、 上記 (2)式、 （3)式を利用して順次求める ことができる。
従って、 1番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 g(l,k) (図 18において斜線 で示した部分に対応する) は、 上記（11)式に相当する下記 (29)式に従つて求めることがで きる。 なお、 λ (0)=0 とする。 即ち、 1番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 g(l,k)だけは、 上記第 1、 第 2実施形態と同様、 上記 (2)式、 （3)式を利用して求められる。
g(l， k) = stoich · (A(k) - A(k― 1》 · q(l) … (29)
ここで、 図 18、 及び上記 (29)式から理解できるように、 1番目混合気に係わる噴射後 経過時間 t=k' Δ tの時点で 1番目混合気に取り込まれている筒内ガスの総量 sumg(k) は、 下記 (30)式にて表される。 k
sumg(k) = yjg(l,j) -·,(30)
j=1 例えば、 1番目混合気に係わる噴射後経過時間 t =2 · Δ tの時点で 1番目混合気に取 り込まれ'ている筒内ガスの総量 sumg(2)=g(l， l)+g(l,2)であり、 t = 3 · Δ tの時点で は Sumg(3)=g(l，l)+g(l，2)+g(l，3)となる。 従って、 1番目混合気に係わる噴射後経過 時間 t =k · Δ tの空気過剰率; L (k)は、 下記 (31)式に従って表すことができる。
Figure imgf000050_0001
従って、 上記（31)から下記（32)式が導出され得るから、 値 「え（k)一え（k— 1)」 を、 知の値である 「g(l，k)」 と 「q (l)」 とを利用して求めることができる。
' , ,(32)
stoich J g(l) ここで、 上記仮定によれば、 2番目以降の i番目混合気 (i： 2以上 n以下の自然数） に係わる噴射後経過時間 t =k * Δ tにおける i 番目混合気の空気過剰率は、 上記求めら れた 「 1番目混合気に係わる噴射後経過時間 t =k · Δ tにおける 1番目混合気の空気過 剰率; L (k)」 と等しレ、。 従って、 2番目以降の i番目混合気について i番目混合気に係わ る噴射後経過時間 t = (k一 1) - Δ t 〜 k * Δ tの間に i番目混合気に新たに取り込まれ る筒内ガス量 g(i，k)は、 上述した仮定を利用すれば、 上述した 「1番目混合気に新たに 取り込まれる筒内ガス量 g(l，k：)」 を表す上記 (29)式と同様に、 下記（33)式にて表すこと ができる。
g(i, k) = stoich · (A(k)一 A(k― 1)) · q(i) ■■■ (33)
この上記 (33)式に上記 (32)式を代入すると、 下記 (34)式を得ることができる。 この下記 (34)式によれば、 2番目以降の i番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 g(i，k)を、 計算負荷の大きい上記 (2)式、 （3)式を利用することなく、 既知の値である 「g(l，k)」 と 「q (i)」 と 「q (l)」 とを利用して簡易に求めることができる。 即ち、 2番目以降の i番目 混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 g(i，k)を求めるために、 2番目以降の i 番目混 合気についての上記 (2)式、 （3)式を利用した空気過剰率; Lを算出する必要がなくなる。
g(i,k) = g(l ,k)- ^ . . '(34)
q(1) このように、 第 3実施形態では、 2番目以降の i番目の混合気の噴射後経過時間 t = 0 からの微小時間 Δ t毎の空気過剰率が、 1番目混合気の噴射後経過時間 t = 0力 らの微小 時間 Δ t毎の空気過剰率え（k)と等しいと仮定することで、 上記 (2)式、 （3)式を利用した 空気過剰率えの算出を必要とする混合気を 1番目混合気のみとすることができる。 従って、 計算負荷の大きレ、上記 (2)式、 （3)式を利用した空気過剰率えの算出回数を減らすことがで き、 C P U 6 1の計算負荷を減らすことができる。 なお、 この第 3実施形態では、 第 1、 第 2実施形態と同様に混合気間での噴射後経過時 間 tに対する筒内ガスの状態 （温度 Tg、 圧力 Pg等） の相違は考慮され得る一方、 混合気 間での噴射時点での有効噴射圧力 ΔΡ及び筒内ガス密度 pgO (従って、 噴霧角 Θ) の相違、 即ち、 混合気間での噴射後経過時間 tに対する空気過剰率えの相違が考慮されることなく、 混合気の状態及びェミッション発生量が個別に推定されることになる。 従って、 第 1、 第 2実施形態に比して上述した混合気の不均一性、 及びェミツション発生量の不均一性が考 慮される程度は低くなる。
(第 3実施形態の実際の作動）
以下、 第 3実施形態に係る混合気状態推定装置を含んだエミッション発生量推定装置の 実際の作動について説明する。 この装置の CPU61は、 第 1実施形態の CPU 61が実 行する図 5〜図 9に示した一連のルーチン、 及び図 13に示したルーチンのうち、 図 13 に示したルーチンのみをそのまま実行するとともに、 図 5〜図 9に示した一連のルーチン に代えて図 5〜図 9のルーチンにそれぞれ対応する図 19〜図 23にフローチャートによ り示した一連のルーチンを実行する。 加えて、 この装置の CPU 61は、 図 24〜図 27 にフローチャートにより示した一連のルーチンを追加的に実行する。
なお、 図 19〜図 27に示したルーチンのステップであって図 5〜図 9に示したルーチ ンのステップと同一のものについては、 図 5〜図 9に示したルーチンの対応するステップ の番号と同一の番号を付すことでそれらの説明を省略する。 以下、 第 3実施形態に特有の 図 19〜図 27に示した各ルーチンについて説明する。
第 3実施形態の CPU 61は、 図 5〜図 9に示した一連のルーチンに対応する図 19〜 図 23に示した一連のルーチンを所定時間の経過毎に繰り返し実行するようになっている。 従って、 所定のタイミングになると、 CPU61は図 19のステップ 1900から処理を 開始し、 ステップ 505に進んで、 「Ye s」 と判定する場合 （即ち、 IVCが到来した 場合） 、 ステップ 510〜 530の処理を順に実行し、 その後、 ステップ 1905に進ん で、 ステップ 520にて求めた燃料噴射期間 TAU を微小時間 Δ t (例えば、 0.1msec) で 除することで区分数 nを求める。
次いで、 CPU 61はステップ 1910に進み、 図 5のステップ 540と同様にして、 上記求めた燃料噴射期間 TAU、 微小時間 Δ と、 上記求めた基本燃料噴射圧力 Pcrbaseと、 上記関数 funcQとから、 1番目噴射から n番目噴射までのそれぞれの燃料量 （質量） q(l), q(2), ·'·，9(η)を求める。 これにより、 燃料量 (質量) q(l), q(2)， ·'· (η)は、 上述の ごとく、 「Qfin = q(l)+q(2) + .''+q(n)」 の関係が成立するように設定される一方で、 互いに等しい値とはならない。 このステップ 1910は噴射燃料区分手段に相当する。 続いて、 CPU 61はステップ 1915に進んで、 図 5のステップ 545と同様にして 、 上記微小時間 A tと、 現時点でのエンジン回転速度 NEと、 ステップ 525にて決定され た燃料噴射開始時期 CAinjと、 上記関数 funcCAinjとから、 1番目噴射から n番目噴射まで のそれぞれの噴射時点でのクランク角度 CAinj(l), CAinj (2)， ···， CAinj (n)を求める。 これにより、 1番目噴射時クランク角度 CAinj (1)は上記燃料噴射開始時期 CAinjに対応 する値に設定され、 2番目噴射時クランク角度 CAinj (2)は燃料噴射開始時期 CAinjから Δ tだけ遅れた時期に対応する値に設定され、 · · ·、 n番目噴射時クランク角度 CAinj(n) は燃料噴射開始時期 CAinjから（η—1) · Δ tだけ遅れた時期に対応する値に設定される。 次に、 CPU 61はステップ 550〜570の処理を順に実行し、 その後、 図 20のル 一チンに進んで 1番目噴射のみに関する各種初期値の決定を行うための処理を行う。 具体 的には、 CPU 61はステップ 2005に進んで、 図 6のステップ 610と同様にして、 ステップ 51 5にて求めた筒内ガスの全質量 Mg を、 先のステップ 1 915にて求めた 1 番目噴射時クランク角度 CAinj (1)から得られる 1番目噴射時筒内容積 Vg(CAinj(l))で除 することで、 1番目噴射時の筒内ガス密度 pgOを求める。
続いて、 C PU61はステップ 2010に進み、 図 6のステップ 615と同様にして、 ステップ 5 1 0にて求めた I VC時筒内ガス圧力 Pgivc と、 上記 I VC時筒内容積 Vg(CAivc)と、 上記 1番目噴射時筒内容積 Vg(CAinj(l))と、 上記 (4)式に相当する式とに 基づいて 1番目噴射時の筒内ガス圧力 PgOを求める。
次に、 CPU61はステップ 2015に進んで、 ステップ 530にて求めた基本燃料噴 射圧力 Pcrbaseから上記 1番目噴射時の筒内ガス圧力 PgOを減じることで 1番目噴射時の 有効噴射圧力 ΔΡを求め、 続くステップ 625にて、 上記求めた有効噴射圧力 ΔΡ と、 筒 内ガス密度 p g0と、 上記テーブル Map Θとに基づいて 1番目噴射に係わる噴霧角 Θを求め る。 これにより、 噴霧角 Θは、 1番目噴射時点 （即ち、 クランク角度 CAinj(l)) での有 効噴射圧力 ΔΡ及び筒内ガス密度 p g0に基づいて決定される。
続いて、 C PU61はステップ 2020に進み、 上述したように、 計算の便宜上、 1番 目混合気に係わる噴射後経過時間 t = 0における 1番目混合気の空気過剰率; L (0) (この 値は、 後述する図 21のステップ 21 10にて使用される。 ） を 「0」 に設定する。
次に、 CPU 61はステップ 635、 640の処理を順に実行し、 その後、 ステップ 2 025に進んで、 図 6のステップ 645と同様にして、 1番目混合気に係わる混合気のェ ンタルピ Hmixを、 上記（17)式に相当する式に従って、 初期値 （即ち、 先のステップ 191 0にて求めた 1番目噴射量 q(l)と、 燃料の定圧比熱 Cfと、 ステップ 550にて求めた燃料 蒸気温度 Tfの積） に設定する。
次いで、 CPU61はステップ 650の処理を実行し、 その後、 ステップ 2030に進 み、 1番目混合気に係わる混合気質量 Mmixを初期値である 1番目噴射量 q(l)に設定する。 続いて、 CPU 61はステップ 660の処理を実行し、 その後、 ステップ 2035に進ん で、 図 6のステップ 665と同様、 1番目混合気に係わる噴射後経過時間 tを初期値 「0 」 に設定する。 また、 CPU61は、 1番目噴射に係わるクランク角度 CAを初期値である 1番目噴射時クランク角度 CAinj(l)に設定する。 これにより、 1番目混合気に係わる噴射 後経過時間 tが 1番目噴射時からカウントされることになる。 加えて、 このステップ 20 35では、 じ 161は変数1^の値を 「0」 に設定する。 この変数 kの値は、 噴射後経過時 間 t力 S 「k · Δ t」 であることを表す。
次に、 CPU 61はステップ 670の処理を実行し、 その後、 図 21のルーチンに進ん で、 1番目噴射に関する混合気温度の算出のための処理を開始する。 具体的には、 CPU 61は、 先ず、 ステップ 2105に進み、 図 7のステップ 705と同様に、 1番目混合気 に係わる噴射後経過時間 tを Δ tだけ進めるとともに、 1番目噴射に係わるクランク角度 CAを図 19のステップ 565で求め fこ ACAだけ進める。
加えて、 このステップ 2105では、 〇？1161は変数1^の値を 「1」 だけインクリメ ントする。 これにより、 1番目噴射に係わるクランク角度 CAの値、 及び変数 kの値が、 1 番目混合気に係わる噴射後経過時間 tに対応する値に維持されていく。
次に、 CPU 61はステップ 710〜730の処理を順に実行し、 その後、 ステップ 2 110に進み、 図 7のステップ 735と同様、 1番目混合気に係わる噴射後経過時間 t = k- Δ tにおける 1番目混合気の空気過剰率え（k) (第 1番目部分混合気指標値） を、 上記 (2)式、 （3)式に従って、 1番目混合気に係わる噴射後経過時間 t = (k—l) · Δ tにおける 1番目混合気の空気過剰率; L (k一 1) (k=l の場合、 え（k一 1)=ぇ（0)=0) に、 ステップ 730にて求めた燃料希釈率（U/dt に Δ tを乗じた値 rdl/dt · Δ t」 を加えることで 求める。 このステップ 2110が混合指標値取得手段に相当する。
続いて、 CPU 61はステップ 2115に進んで、 ステップ 2110にて既に求められ ている λ (k), λ (k-1)と、 図 1 9のステップ 1910に求められている q(l)と、 上記 (29)式とに従って、 1番目混合気に係わる噴射後経過時間 t=(k— 1) · Δ t 〜 k' 厶 t の間に 1番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 g(l, k)を求める。
次いで、 CPU61はステップ 2120に進み、 図 7のステップ 745と同様、 混合気 形成筒内ガス質量 Gを、 その時点での値 （初期値は、 図 20のステップ 635により 「0 J に設定されている。 ） に上記求めた 1番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス質量 g(l，k)を加えた値に更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t=k* A tにおける 1番目 混合気に係わる混合気形成筒内ガス質量 Gが求められる。
次に、 CPU61はステップ 2125に進んで、 図 7のステップ 750と同様、 混合気 質量 Mmix を、 その時点での値 （初期値は、 図 20のステップ 2030により 「q(l)」 に 設定されている。 ） に上記 1番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス質量 g(l，k)を加 えた値に更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t=k* △ tにおける 1番目混合気に係 わる混合気質量 Mmixが求められる。 続いて、 CPU 61はステップ 2130に進み、 図 7のステップ 755と同様、 化学反 応前の混合気のェンタルピ Hpreを、 その時点での混合気のェンタルピ Hmix (初期値は、 図 20のステップ 2025の処理により値 「q(l) 'Cf 'Tf」 ) に、 「上記 1番目混合気に新 たに取り込まれる筒内ガスの熱エネルギー AHg=g(l，k) ' Cg'TgJ を加えた値に設定する 次に、 CPU 6 1はステップ 760〜780の処理を順に実行する。 これにより、 ステ ップ 780において、 噴射後経過時間 t =k · Δ t (従って、 クランク角度 CA=CAinj(l) +k - ACA) における 1番目混合気の温度 Tmixが求められる。
次いで、 C P U 61は図 22のルーチンに進み、 1番目噴射に関する各種濃度の算出の ための処理を開女台する。 この図 22のルーチンは、 図 8のルーチンのステップ 81 5をス テツプ 2205に代えた点のみにおいて図 8のルーチンと異なる。 このステップ 2205 では、 CPU6 1は、 図 19のステップ 1910にて求めた 1番目噴射量 q(l)と、 ステツ プ 810にて求めた燃料消費量積算値 sumqrと、 図 21のステップ 2125にて求めた混 合気質量 Mmixと、 上記 (19)式に相当する式とに基づいて、 噴射後経過時間 t =k' A tに おける 1番目混合気内の燃料濃度 [Fuel]miXを求める。
そして、 CPU 61は図 23のルーチンに進み、 ステップ 905の判定において 「N o 」 と判定する毎に、 図 21のステップ 2105〜図 23のステップ 905の処理を繰り返 し実行する。 これにより、 ステップ 905の判定において 「No」 と判定される毎に、 図 21のステップ 2 105にて、 変数 kの値が 「1」 だけインクリメントされ、 1番目混合 気に係わる噴射後経過時間 tが Δ tだけ進められるとともに、 1番目噴射に係わるクラン ク角度 CAが Δ CAだけ進められる。
即ち、 ステップ 905の判定において 「No」 と判定される限りにおいて、 1番目混合 気の空気過剰率え（k)、 1番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス質量 g(l，k)、 1番目 混合気の状態 （温度 Tmix等） 、 及び （フラグ ENDsoot=フラグ ENDno=0である限り において） 1番目混合気に係わるェミッション濃度 （[Soot]miX, [NO] mix) が 1番目噴射 時から微小時間 A t毎に （即ち、 CAinj(l)から微小クランク角度 ACA毎に） 求められてい そして、 ステップ 905の条件が成立すると、 CPU6 1は図 23のステップ 905に 進んだとき 「Ye s」 と判定してステップ 2305以降に進み、 1番目混合気に係わる計 算を終了するための処理を行う。
即ち、 CPU61はステップ 2305に進むと、 図 9のステップ 910と同様に、 1番 目混合気内のスート発生量 Soot (1)·、 及ぴ 1番目混合気内の NO発生量 N0(1)を求める。 次 いで、 CPU61はステップ 2310に進み、 図 9のステップ 915と同様、 スート総発 生量 Sootを、 その時点での値 （現時点では、 図 19のステップ 570の処理により初期値 SootO) に上記求めた 1番目混合気内のスート発生量 Soot (1)を加えた値 (SootO+Soot (1) ) に更新するとともに、 NO総発生量 NO'を、 その時点での値 （現時点では、 図 19のス テツプ 570の処理により初期値 N O0) に上記求めた 1番目混合気内の NO発生量 N0(1) を加えた値 （NO0+M 1)) に更新する。 以上により、 1番目噴射 （従って、 1番目混合 気） に関する計算が終了する。
次に、 CPU61はステップ 231 5に進んで、 変数 iを 「1」·に設定する。 ここで、 変数 iは、 第 1、 第 2実施形態と同様、 何番目の噴射か （従って、 何番目の混合気か） を 識別するための値である。 '
続いて、 CPU61はステップ 2320に進み、 変数 iの値を 「1」 だけインクリメン トし、 続くステップ 2325を経由して後述する図 24〜図 27に示した一連の 「i(2≤i ≤n)番目噴射に関するェミッション量の算出」 ルーチンを実行することにより、 i番目混 合気内のェミッション発生量である、 スート発生量 Soot (i)、 及び NO発生量 NO (i)を求め る （2≤i≤n) 。 ここで、 値 nは、 図 19のステップ 1905にて求められた噴射燃料の区 分数である。
次いで、 CPU61はステップ 2330に進んで、 スート総発生量 Sootを、 その時点で の値 （i= 2の場合、 SootO + Soot (1)) に上記求めた i番目混合気内のスート発生量 Soot (i)を加えた値に更新するとともに、 NO総発生量 NOを、 その時点での値 （i=2の 場合、 NO0+N0Q)) に上記求めた i番目混合気内の NO発生量 N0(i)を加えた値に更新す る。 これにより、 スート総発生量 Soot=SootO+Soot(l) + **'+Soo't(i)となり、 NO総発 生量 ΝΟ = ΝΟ0+Ν0(1) + ···+Ν0(ί)となる。
そして、 CPU61はステップ 2335に進んで、 変数 iの値が上記区分数 ηに一致した 力否かを判定し、 「Νο」 と判定する場合、 ステップ 2320に戻る。 即ち、 ステップ 2 320の繰り返し実行により変数 iが区分数 ηに達するまでの間、 ステップ 2320〜 23 30の処理が繰り返し実行される。 この結果、 変数 iの値が 「1」 ずつインクリメントさ れていくとともに、 ステップ 2330にてスート総発生量 Sootの値、 及び NO総発生量 N Oが更新されていく。
そして、 変数 iの値が区分数 nに達すると、 CPU61はステップ 2335に進んだとき 「Ye s」 と判定してステップ 925に進む。 この時点で、 ェミッション発生量の推定が 終了して、 スート総発生量 Sootが 「SootO+Soot(l) + ·'·~ hSoot(n)」 に確定し、 NO総発 生量 NOが 「ΝΟ0+Ν0(1) + ···+Ν0(η)」 に確定する。 CPU61は、 以上説明した混合 気状態の推定、 及びェミッション発生量の推定を I VCの直後 （即ち、 燃料噴射開始時期 CAinjの前の時点） において完了する。
以下、 図 24〜図 27に示した一連の 「i(2≤i≤n)番目噴射に関するェミッション量の 算出」 ルーチンについて説明する。 このルーチンは、 i (2≤i≤n) 番目混合気のスート発 生量 Soot(i)、 及ぴ NO発生量 N0(i)を求めるルーチンであって、 図 24〜図 27のルー チンはそれぞれ、 図 6〜図 9のルーチンに対応している。
C P U 61は図 23のステップ 2320を実行した後、 ステップ 2325を経由して、 先ず、 i(2≤i≤n)番目噴射に関する各種初期値を決定するために図 24のルーチンから実 行する。 具体的には、 CPU61は、 先ず、 ステップ 635、 640の処理を順に実行し、 その後、 ステップ 2405に進んで、 図 20のステップ 2025と同様にして、 i 番目混 合気に係わる混合気のェンタルピ Hmix を、 初期値 （即ち、 先のステップ 1910にて求 めた i番目噴射量 q(i)と、 燃料の定圧比熱 Cf と、 ステップ 550にて求めた燃料蒸気温 度 Tf の積） に設定する。
次いで、 CPU 61はステップ 650の処理を実行し、 その後、 ステップ 2410に進 み、 i番目混合気に係わる混合気質量 Mraixを初期値である上記 i番目噴射量 q(i)に設定する 。 続いて、 CPU 61はステップ 660の処理を実行し、 その後、 ステップ 241 5に進 んで、 図 20のステップ 2035と同様、 i番目噴射に係わるクランク角度 CAを初期値で ある i番目噴射時クランク角度 CAinj(i)に設定する。 加えて、 このステップ 241 5では 、 CPU6 1は変数 kの値を 「0」 に設定する。 この変数 kの値は、 i番目噴射からの経過 時間が 「k* A t」 であること （即ち、 i番目噴射に係わるクランク角度 CAが 「CAinj(i) + k ·厶 CA」 であること） を表す。
次に、 CPU 61はステップ 670の処理を実行し、 その後、 図 25のルーチンに進ん で、 i (2≤i≤n) 番目噴射に関する混合気温度の算出のための処理を開始する。 具体的に は、 CPU 61は、 先ず、 ステップ 2505に進み、 図 21のステップ.2105と同様に、 i番目噴射に係わるクランク角虔 CAを図 19のステップ 565で求めた ACAだけ進める。 加えて、 このステップ 2505では、 じ？1161は変数1^の値を 「1」 だけインクリメン トする。 これにより、 i番目噴射に係わるクランク角度 CAの値と変数 kの値とが、 互い に対応する値に維持されていく。
次に、 CPU61はステップ 715〜725の処理を順に実行し、 その後、 ステップ 2 510に進み、 図 21のステップ 21 15にて求めた 「1番目混合気に新たに取り込まれ る筒内ガス量 g(l，k)」 と、 図 19のステップ 1910にて求めた q(i)と、 同ステップ 1 910にて求めた q(l)と、 上記（34)式とに基づいて、 上記 (2)式、 （3)式を利用すること なく、 i (2≤i≤n) 番目混合気に係わる噴射後経過時間 t =(k一 1) ' A t 〜 い 厶 tの 間に i番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 g(i， k)を求める。
次いで、 CPU61はステップ 2515に進み、 図 21のステップ 2120と同様、 混 合気形成筒内ガス質量 Gを、 その時点での値 （初期値は、 図 24のステップ 635により 「0」 に設定されている。 ） に上記求めた i番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス質 量 g(i， k)を加えた値に更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t =k · Δ tにおける i番 目混合気に係わる混合気形成筒内ガス質量 Gが求められる。
次に、 CPU61はステップ 2520に進んで、 図 21のステップ 2125と同様、 混 合気質量 Mmix を、 その時点での値 （初期値は、 図 24のステップ 24 1 0により
「q(i)」 に設定されている。 ） に上記 i 番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス質量 g(i，k)を加えた値に更新する。 これにより、 噴射後経過時間 t=k' A tにおける i 番目 混合気に係わる混合気質量 Mmi Xが求められる。
続いて、 CPU61はステップ 2525に進み、 図 21のステップ 2130と同様、 ィ匕 学反応前の混合気のェンタルピ Hpreを、 その時点での混合気のェンタルピ Hmix (初期値は 、 図 24のステップ 2405の処理により値 「q(i) · Cf · Tf」 ） に、 . 「上記 i番目混合気 に新たに取り込まれる筒内ガスの熱エネルギー AHg=g(i,k) - Cg - TgJ を加えた値に設定 する。
次に、 CPU 61はステップ 760〜 780の処理を順に実行する。 これにより、 ステ ップ 780において、 噴射後経過時間 t ==k · Δ t (従って、 クランク角度 CA=CAinj(i) +k - ACA) における i (2≤i≤n) 番目混合気の温度 Tmixが求められる。
次いで、 CPU 61は図 26のルーチンに進み、 i番目噴射に関する各種濃度の算出の ための処理を開始する。 この図 26のルーチンは、 図 8のルーチンのステップ 815をス テツプ 2605に代えた点のみにおいて図 8のルーチンと異なる。 このステップ 2605 では、 CPU 6 1は、 図 1 9のステップ 1910にて求めた i番目噴射量 q(i)と、 ステツ プ 810にて求めた燃料消費量積算値 sumqrと、 図 25のステップ 2520にて求めた混 合気質量 Mmixと、 上記（19)式に相当する式とに基づいて、 噴射後経過時間 t =k · Δ tに おける i番目混合気内の燃料濃度 [Fuel]mixを求める。
そして、 CPU 61は図 27のルーチンに進み、 ステップ 905の判定において 「N o」 と判定する毎に、 図 25のステップ 2505〜図 27のステップ 905の処理を繰り 返し実行する。 これにより、 ステップ 905の判定において 「No」 と判定される毎に、 図 25のステップ 2505にて、 変数 kの値が 「1」 だけインクリメントされ、 i番目噴 射に係わるクランク角度 CAが だけ進められる。
即ち、 ステップ 905の判定において 「No」 と判定される限りにおいて、 i番目混合 気に新たに取り込まれる筒内ガス質量 g(i，k)、 i番目混合気の状態 （温度 Tmix等） 、 及び
(フラグ ENDsoot =フラグ ENDno==0である限りにおいて） i番目混合気に係わるェ ミッション濃度 （[Soot]raix, [NO] mix) 力 Si番目噴射時から微小時間 Δ t毎に （即ち、 CAinj (i)から微小クランク角度 ACA毎に） 求められていく。
そして、 ステップ 905の条件が成立すると、 CPU 6 1は図 27のステップ 905に 進んだとき 「Ye s」 と判定してステップ 910に進んで、 i番目混合気内のスート発生 量 Soot(i)、 及び i番目混合気内の NO発生量 NO (i)を求める。 i番目混合気内のスート発生 量 Soot (i)は、 図 2 6のステップ 8 5 5の処理にて更新されている現時点での i番目混合気 内のスート濃度 [Soot]mixの値に、 図 2 5めステップ 2 5 2 0にて更新されている現時点 での混合気質量 Mmixを乗じることで求められる。 また、 i番目混合気内の N O発生量 NO (i) は、 図 2 6のステップ 8 8 0の処理にて更新されている現時点での i番目混合気内の N O 濃度 [N0]mixの値に、 上記混合気質量 Mmixを乗じることで求められる。
そして、 C P U 6 1はステップ 2 4 9 5を経由して (即ち、 図 2 4〜図 2 7に示した一 連のルーチンの実行を終了して） 上述した図 2 3のステップ 2 3 3 0に進む。 このように して、 上述した図 2 3のステップ 2 3 2 0〜2 3 3 0の処理が繰り返し実行される毎に、 変数 i (2≤i≤n) の値が 「1」 ずつインクリメントされていくとともに、 図 2 7のステツ プ 9 1 0にて i番目混合気内のスート発生量 Soot (i)、 及び ί番目混合気内の N O発生量 N0(i)が順次求められていく。 以上、 図 2 4〜図 2 7に示した一連のルーチンについて説 明した。
上述したように、 変数 iの値が区分数 nに達すると、 C P U 6 1は図 2 3のステップ 2 3 3 5に進んだとき 「Y e s」 と判定してステップ 9 2 5〜9 6 0を実行し、 図 2 3のス テツプ 2 3 3 0にて求められているスート総発生量 Soot の値、 及び NO総発生量 N Oの 値 （従って、 ェミッション総発生量の推定結果） に基づいて噴射圧力を補正し、 ステップ 1 9 9 5に進んで図 1 9〜図 2 3の一連の本ルーチンを一旦終了する。 以降、 C P U 6 1 は、 次の I V Cが到来するまでの間、 図 1 9のステップ 5 0 5に進む毎に 「N o」 と判定 し続ける。
以上、 説明したように、 本発明による混合気状態推定装置、 及びェミッション発生量推 定装置の第 3実施形態によれば、 噴射期間 TAUが多数の η (=ΤΑϋ/Δ t ) 個の期間に区分 され、 i (l≤i≤n) 番目噴射に係わる噴射期間 「i番'目の微小時間 Δ t」 分の質量 q (i)の 燃料が燃料噴射開始時期 CAinjから（i— 1) · Δ t経過した後に一時に噴射されるものとす る。 1番目混合気に係わる噴射後経過時間 t =k · Δ tにおける 1番目混合気の空気過剰 率; L (k) (第 1番目部分混合指標値） は、 上記第 1、 第 2実施形態と同様、 上記 (2)式、 (3)式を利用して求められ、 1番目混合気の状態 （温度 Tmix等） は係る； L (k)を利用して 推定される。
そして、 2番目以降の i番目混合気 (i： 2以上 n以下の自然数） に係わる噴射後経過 時間 t =k * Δ tにおける i番目混合気の空気過剰率は、 上記 「1番目混合気に係わる嘖 射後経過時間 t =k · Δ tにおける 1番目混合気の空気過剰率 L (k)」 と等しいとの仮定の もと、 上記 (2)式、 （3)式を利用することなく、 2番目以降の i 番目混合気の状態 （温度 Tmix等） が推定される。
従って、 上記 (2)式、 （3)式を利用した空気過剰率; Lの算出を必要とする混合気を 1番目 混合気のみとすることができる。 この結果、 計算負荷の大きい上記 (2)式、 （3)式を利用し た空気過剰率えの算出回数を減らすことができるから、 CPU61の計算負荷を減らすこ とができる。
本発明は上記第 3実施形態に限定されることはなく、 本発明の範囲内において種々の変 形例を採用することができる。 例えば、 上記第 3実施形態では、 2番目以降の i番目混合 気 （i : 2以上 n以下の自然数） に係わる噴射後経過時間 t =k · A tにおける i番目混合 気の空気過剰率は、 上記 「1番目混合気に係わる噴射後経過時間 t=k' Δ tにおける 1 番目混合気の空気過剰率 l (k)」 と等しいと仮定されているが、 同空気過剰率 λ Ο に所定 の係数を乗じた値になると仮定してもよい。
即ち、 2番目以降の i番目混合気に係わる噴射後経過時間 t =k · Δ tにおける i番目 混合気の空気過剰率を L(i，k) (i: 2以上 n以下の自然数） とすると、 例えば、 「え（i，k) = h(i) · i(k)」 と設定される。 ここで、 h(i)は変数 i に応じて決定される係数である。 この場合、 i (2≤i≤n) 番目混合気に係わる噴射後経過時間 t=(k— 1) - Δ t 〜 k' 厶 tの間に i番目混合気に新たに取り込まれる筒内ガス量 g(i，k)は、 図 25のステップ 2510に記載された上記（34)式ではなく、 上記（33)式に相当する式である 「g(i，k) = stoicい (λ (i,k)-l (i,k-D) · q(i)」 に従って取得され得る。
(第 4実施形態）
次に、 本発明の第 4実施形態に係る内燃機関のェミッション発生量推定装置について説 明する。 この第 4実施形態は、 混合気の着火後において燃焼室内で所謂定常火炎が発生し ている場合を想定し、 係る定常火炎に特有の特性を利用して混合気の状態 （温度等） 、 及 ぴェミッション発生量を推定する点で、 上記第 1〜第 3実施形態と異なっている。 以下、 係る相違点を中心に説明する。
噴射開始時点以降における噴射された燃料 （従って、 混合気） の燃料噴射弁 21の噴孔 からの到達距離 （以下、 「混合気到達距離 X」 と称呼する。 ） は、 例えば、 上記非特許文 献 1にて紹介された実験式である下記 (35)式、 （36)式に従って噴射後経過時間 tの関数と して求めることができる。 下記 (36)式において、 dX/dtは噴射後経過時間 tの関数である 混合気移動速度である。 なお、 下記（36)式の右辺に示される各種値は、 上記（3)式の右辺 に示されるものと同一である。
Figure imgf000060_0001
Figure imgf000060_0002
ここで、 上記（3)式の両辺を上記（36)式の両辺で除することにより、 d /dXを、 p gと tan 6と各種定数とを用いて表すことができる。 いま、 と tan 0が噴射後において一定 であるとすると、 （U /dXは或る定数 （正の値） になる。 更に、 空気過剰率; Lは混合気到達 距離 X= 0 (従って、 噴射時点） において 「0」 である。
従って、 この場合、 混合気到達距離 Xと空気過剰率 Lとの関係は図 2 8に示すような線 形関係となる。 即ち、 混合気到達距離 Xが 「0」 力 ら増加するにつれて空気過剰率； が 「 0」 から増加し、 X=X0のとき、 ぇ= 1となる。
ところで、 燃料の噴射期間 TAUが比較的長いと、 図 2 8に示すように、 混合気の着火後 において燃焼室内にて所謂定常火炎 （或いは、 定常火炎に非常に近い形態を有する火炎） が発生する場合がある。
定常火炎が発生している場合、 定常火炎内における燃料が過剰な領域 （即ち、 空気過剰 率； Lく 1となる領域。 以下、 「リッチ領域」 と称呼する。 ） では、 混合気内に取り込まれ た筒内ガス中の酸素が不足していることにより酸素が全て燃焼により消費されている。 即 ち、 定常火炎のリッチ領域内 （図 2 8では、 0^X^X0に対応する。 ) では、 定常状態にお ける酸素濃度 （以下、 「定常酸素濃度 [02]miXsteady」 と称呼する。 ） 力 S 「0」 になって いる。 なお、 定常火炎のリッチ領域内では、 酸素が全て燃焼により消費されても燃料が残 存しているから、 定常状態における燃料濃度 （以下、 「定常燃料濃度 [Fuel]miXSteady」 と称呼する。 ） は 「0」 より大きい値になっている。
一方、 定常火炎が発生している場合、 定常火炎内における酸素が過剰な領域 （即ち、 空 気過剰率; L > 1となる領域。 以下、 「リーン領域」 と称呼する。 ） では、 燃料が不足して いることにより燃料が全て燃焼により消費されている。 即ち、 定常火炎のリーン領域内 （ 図 2 8では、 X0≤Xに対応する。 ） では、 定常燃料濃度 [Fuel]mixsteadyが 「0」 になって いる。 なお、 定常火炎のリーン領域内では、 燃料が全て燃焼により消費されても酸素が残 存しているから、 定常酸素濃度 [02]mixSteadyは 「0」 より大きい値になっている。
他方、 上述したように、 混合気内のスート発生速度 d[Soot]mix/dtを求める上記 (23)式 には、 上記 (24)式に示すように混合気内の燃料濃度 [Fuel]mixの値を因数に含むスートの 生成速度 drasf/dtを求める項と、 上記 (25)式に示すように混合気内の酸素濃度 [02]roiXの値 を因数に含むスートの酸ィ匕速度 dmso/dtを求める項とが存在する。
従って、 定常火炎のリツチ領域内におけるスート発生速度 d[Soot]mix/dtを上記 (23)式 に従って計算する場合、 上記 (25)式に示すスートの酸ィ匕速度 dmso/dtを求める項の値が常 に 「0」 に維持される。 換言すれば、 この場合、 上記スートの酸化速度 dmso/dtを求める 項の計算を省略することができる。 ·
同様に、 定常火炎のリーン領域内におけるスート発生速度 d[S00t]mix/dtを上記 (23)式 に従って計算する場合、 上記 (24)式に示すスートの生成速度 dmsf/dtを求める項の値が常 に 「0」 に維持される。 換言すれば、 この場合、 上記スートの生成速度 dmsf/dtを求める 項の計算を省略することができる。
カロえて、 上記 (24)式、 （25)式の右辺には、 時々刻々と変化する変数 Pg， Tmixに関するべ き演算が含まれている。 べき演算には多大な計算負荷が伴う。 従って、 （24)式、 (25)式の 算出回数をできるだけ減らすことが望ましい。
そこで、 定常火炎が占める領域内 （即ち、 混合気内） におけるスート発生速度 d[Soot]miX/dtを上記 (23)式に基づいて推定する第 4実施形態は、 定常火炎のリツチ領域 内 （ぇ< 1 ) では、 上記（23)式において dmso/dtの項を省略することで得られる式である 「d[Soot]mix/dt = dmsf/dt」 に従ってスート発生速度 d[Soot]mix/dtを求める。
同様に、 第 4実施形態は、 定常火炎のリーン領域内 （え〉 1。 実際には、 λ≥ 1 ) では 、 上記（23)式において dmsf/dtの項を省略することで得られる式である 「d[Soot]mix/dt= -dmso/dt J に従ってスート発生速度 d[Soot]mix/dtを求める。 これらにより、 （24)式、 (25)式の算出回数を減らすことができ、 この結果、 C P U 6 1の計算負荷を減らすことが できる。
以下、 定常火炎が占める領域内 （即ち、 混合気内） におけるスート発生速度 d[Soot]mix/dtを上記 (23)式を利用して求める際に必要となる、 混合気温度 （具体的には 、 定常状態における燃焼による混合気温度上昇量。 以下、 「定常混合気温度上昇量 Δ Tmixsteady」 と称呼する。 ） 、 上記定常燃料濃度 [Fuel]raixsteady、 及び、 上記定常酸素 濃度 [02]mixsteady、 並ぴに、 定常火炎が占める領域内 （即ち、 混合気内） における N O 発生速度 d[N0]mix/dtを上記 (27)式を利用して求める際に必要となる、 定常状態における 窒素濃度 （以下、 「定常窒素濃度 [N2]miXSteady」 と称呼する。 ） を求める手法について 順に説明する。
以下、 係る説明に必要となる空気過剰率; Lを、 上記筒内ガス理論空燃比 stoichと、 燃料 量 （質量） Qと、 混合気形成筒内ガス質量 Gとを用いて下記 (37)式に従って定義する。
Figure imgf000062_0001
〈定常混合気温度上昇量 Δ Tmixsteady>
定常混合気温度上昇量 A Tmixsteadyは、 下記 (38)式にて表すことができる。 下記 (38)式 において、 Qreacは混合気内で燃焼により消費される燃料量 （質量） であり、 Cgは筒内ガ スの定圧比熱であり、 Cfは燃料の定圧比熱である。 Hfは Qreacを反応熱 Hr(=Hf · Qreac)に 変換するための係数である。 この（38)式は、 「混合気内の質量 Qreacの燃料の燃焼により 発生した反応熱 Hrは、 質量 Qの燃料と質量 Gの筒内ガスとを含む混合気の温度を定常混合気 温度上昇量 A Tmixsteadyだけ上昇させるために消費される」 との仮定に基づくものである
」 Hf · Qreac
△ Tmixsteady =
G · Cg + Q · Cf ここで、 定常火炎のリッチ領域内 く 1 ) では、 混合気内で燃焼により消費される燃 料量 Qreacは、 混合気内における筒内ガス中の全ての酸素と反応して消費される分の燃料 量となるから、 下記（39)式にて求めることができる。
Qreac =—^― - - -(39)
stoich 以上より、 上記 (37)式〜 (39)式から Q，G， Qreacを消去して整理すると、 定常火炎のリツ チ領域内 （ぇく 1 ) における定常混合気温度上昇量 A Tmixsteadyは、 空気過剰率えの関数 として下記 (40)式にて表すことができる。
Hf · Λ
Δ Tmixsteady = (Λ <1) ■ -■ (40)
stoich -Cg - A + Cf 他方、 定常火炎のリーン領域内 （え〉 1。 実際には、 ぇ≥ 1 ) では、 混合気内の燃料が 燃焼により全て消費されるから、 混合気内で燃焼により消費される燃料量 Qreacは 「Q」 と 等しくなる。 以上より、 「Qreac=Q」 の関係と、 上記（37)式及び（38)式とから Q, G, Qreac を消去して整理すると、 定常火炎のリーン領域内 （λ≥ 1 ) における定常混合気温度上昇 量 Δ Tmixsteadyは、 空気過剰率； Lの関数として下記 (41)式にて表すことができる。
(λ≥ΐ) - - (41 )
Figure imgf000063_0001
図 2 9は、 上記 (40)式、 及び (41)式にて表される空気過剰率 λと定常混合気温度上昇量 △ Tmixsteadyとの関係を示したグラフである。 なお、 混合気到達距離 Xが図 2 8に示すよ うに空気過剰率えと線形関係にあることを考慮すると、 図 2 9は、 混合気到達距離 Xと定 常混合気温度上昇量 Δ Tmixsteadyとの関係を示したグラフであるということもできる。 図 2 9に示すように、 定常混合気温度上昇量 A Tmixsteadyは、 λ = 1 (即ち、 X=X0。 図 2 8を参照。 ） にて最大値 ATmixO=Hf/ (stoich · Cg+Cf)を採る。
く定常燃料濃度 [Fuel]mixsteady〉
上述したように、 定常火炎のリーン領域内では、 定常燃料濃度 [Fuel mixsteadyは、 空 気過剰率 L (従って、 混合気到達距離 X) にかかわらず 「0」 に維持される。 一方、 定常 火炎のリッチ領域內 （えく 1 ) では、 混合気内に残存している燃料量 （質量） は、 上記 (39)式を考慮すると、 （Q—（G/stoich) )と表すことができる。 従って、 混合気質量 (Q+G) に対する 「混合気内に残存している燃料量 （質量） 」 の割合である定常燃料濃度 [Fuel]mixsteadyは、 下記（42)式にて表すことができる。
[Fuel]mixsteady ■■ · (42)
Figure imgf000064_0001
従って、 上記 (37)式、 及び (42)式から Q, Gを消去して整理すると、 定常火炎のリッチ領 域内 （λ < 1 ) における定常燃料濃度 [Fue! mixsteadyは、 空気過剰率; Iの関数として下 記 (43)式にて表すことができる。
[Fueljmixsteady = ~~ Ί (λ <1) - - -(43)
1 + stoich · A 図 3 0は、 上記 (43)式にて表される空気過剰率; Lと定常燃料濃度 [Fuel]mixsteadyとの 関係を示したグラフである。 なお、 混合気到達距離 Xが空気過剰率えと線形関係にあるこ とを考慮すると、 図 3 0は、 混合気到達距離 Xと定常燃料濃度 [Fueljmixsteadyとの関係を 示したグラフであるということもできる。
〈定常酸素濃度 [02]miXsteady>
上述したように、 定常火炎のリッチ領域内では、 定常酸素濃度 [02]raiXSteadyは、 空気 過剰率； L (従って、 混合気到達距離 X) にかかわらず 「0」 に維持される。 一方、 定常火 炎のリーン領域内 （λ > 1。 実際には、 では、 混合気内に残存している酸素量 （ 質量） は、 上記 「Qreac=Q」 の関係式を考慮すると、 （G— (Q · stoich) ) · [02] in と表す ことができる。 ここで、 [02] inは吸気酸素濃度 （従って、 筒内ガス内の酸素濃度） である 。 従って、 混合気質量 (Q+G)に対する 「混合気内に残存している酸素量 （質量） 」 の割合 である定常酸素濃度 [02]mixSteadyは、 下記 (44)式にて表すことができる。 ΓΛΛΊ . 」 (G-Q-stoich)-[02]in /Λ ハ
[02]mixsteady = ^ '― ~― ■■■ (44)
Q + G 従って、 上記 (37)式、 及び (44)式から Q，Gを消去して整理すると、 定常火炎のリーン領 域内 （え 1) における定常酸素濃度 [02]mixSteadyは、 空気過剰率; Lの関数として下記 (45)式にて表すことができる。 stoich-(A-l)-r02]in
[02]mixsteady = (Α≥1) ---(45)
1 + stoich - λ 図 31は、 上記 (45)式にて表される空気過剰率； Iと定常酸素濃度 [02]miXsteadyとの関 係を示したグラフである。 なお、 混合気到達距離 Xが空気過剰率えと線形関係にあること を考慮すると、 図 31は、 混合気到達距離 Xと定常酸素濃度 [02]miXsteadyとの関係を示し たグラフであるということもできる。
〈定常窒素濃度 [N2] raixsteady)
上述したように、 筒内ガス中の窒素は不活 I1生ガスであるから混合気内で化学反応により 消費されることがない。 従って、 混合気内に残存している窒素量 （質量） は、 G* [N2]in と表すことができる。 ここで、 [N2]inは吸気窒素濃度 （従って、 筒内ガス内の窒素濃度） である。 従って、 混合気質量 (Q+G)に対する 「混合気内に残存している窒素量 （質量） 」 の割合である定常窒素濃度 [N2] mixsteadyは、 下記 (46)式にて表すことができる。
G-[N2]in
[N2]mixsteady = ■■■(46)
Q + G 従って、 上記（37)式、 及び（46)式から Q,Gを消去して整理すると、 定常窒素濃度 [N2] mixsteadyは、 空気過剰率; Iの関数として下記 (47)式にて表すことができる。
---(47)
Figure imgf000065_0001
図 32は、 上記 (47)式にて表される空気過剰率; Lと定常窒素濃度 [N2] mixsteadyとの関 係を示したグラフである。 なお、 混合気到達距離 Xが空気過剰率えと線形関係にあること を考慮すると、 図 32は、 混合気到達距離 Xと定常窒素濃度 [N2]miXSteadyとの関係を示し たグラフであるということもできる。 以上説明したように、 定常火炎が占める領域内 （即ち、 混合気内） においては、 定常混 合気温度上昇量 Δ Tmixsteady、 定常燃料濃度 [Fuel] mixsteady、 定常酸素濃度 [02] mixsteady, 及び定常窒素濃度 [N2]mixsteadyを、 空気過剰率； の関数でそれぞれ表す ことができる。
他方、 空気過剰率えは、 上記 (2)式、 （3)式により噴射後経過時間 tの関数 func λ (t)と して表すことができる。 図 3 3は、 関数 func A (t)から得られる噴射後経過時間 tと空気 過剰率 λとの関係を示したグラフである。 なお、 t = tOのとき、 λ = 1となるものとする 以上のことから、 図 2 9〜図 3 2に示したそれぞれの関係に対して上記関数 funcえ（t) から得られる図 3 3に示した関係を適用することにより、 定常火炎が占める領域内 （即ち 、 混合気内） においては、 定常混合気温度上昇量 A TmiXsteady、 定常燃料濃度 [Fueljmixsteady, 定常酸素濃度 [02]mixsteady、 及び定常窒素濃度 [N2]mixsteadyをそれ ぞれ、 噴射後経過時間 tの関数である、 func Δ Tmixsteady (t) , func [Fuel] mixsteady (t) ， func [02] mixsteady (t) , func [N2] mixsteady (t)で表すことができる。.
図 3 4 〜 図 3 7 {ま 、 func 厶 Tmixsteady (t) ， func [Fueljmixsteady (t) , func [02] mixsteady (t) , func [N2] mixsteady (t)で表される関係をそれぞれ示したグラフで ある。 第 4実施形態は、 係る噴射後経過時間 tの関数である func Δ Tmixsteady (t)， func [Fuel]raixsteady (t) , func [02] mixsteady (t) , func [N2] mixsteady (t)を利用して、 定 常火炎が占める領域内 （即ち、 混合気内） におけるスート発生速度 d[Soot]miX/dt、 及び N O発生速度 d[N0]mix/dtを求める。 _
(第 4実施形態の実際の作動）
以下、 第 4実施形態に係るエミッシヨン発生量推定装置の実際の作動について説明する。 この装置の C P U 6 1は、 第 1実施形態の C P U 6 1が実行する図 5〜図 9に示した一連 のルーチン、 及ぴ図 1 3に示したルーチンのうち、 図 1 3に示したルーチンのみをそのま ま実行するとともに、 図 5〜図 9に示した一連のルーチンに代えて図 3 8〜図 4 1にフロ 一チャートにより示した一連のルーチンを実行する。
なお、 図 3 8〜図 4 1に示したルーチンのステップであって図 5〜図 9に示したルーチ ンのステップと同一のものについては、 図 5〜図 9に示したルーチンの対応するステップ の番号と同一の番号を付すことでそれらの説明を省略する。 以下、 第 4実施形態に特有の 図 3 8〜図 4 1に示した各ルーチンについて説明する。 なお、 図 3 8のルーチンは図 5の ^/一チンに、 図 3 9のルーチンは図 6のルーチンに、 図 4 0のルーチンは図 7、 及び図 8 のルーチンに、 図 4 1のルーチンは図 9のルーチンに対応している。
第 4実施形態の C P U 6 1は、 図 5〜図 9に示した一連のルーチンに対応する図 3 8〜 図 4 1に示した一連のルーチンを所定時間の経過毎に繰り返し実行するようになっている 。 従って、 所定のタイミングになると、 CPU 6 1は図 38のステップ 3800から処理 を開始し、 ステップ 505に進んで、 「Ye s」 と判定する場合 （即ち、 I VCが到来し た場合） 、 ステップ 510〜530の処理を順に実行し、 その後、 ステップ 550〜56 0の処理を順に実行する。
次に、 CPU61は、 図 39のルーチンに進んで各種関数の決定を行うための処理を行 う。 具体的には、 CPU 61はステップ 3905に進んで、 定常火炎が発生している間の 筒内ガス密度 p gの平均値である定常火炎時平均筒内ガス密度 p gaveを求める。 定常火炎 時平均筒内ガス密度 /0 gaveは、 筒内ガスの全質量 Mgに依存して決定されるから、 図 38の ステップ 5 1 5にて求めた筒内ガスの全質量 Mgと、 Mgを引数とする p gaveを求める関数 func jo gaveと力、ら求め bれる。
続いて、 CPU61はステップ 3910に進み、 定常火炎が発生している間の筒内ガス 圧力 Pgの平均値である定常火炎時平均筒内ガス圧力 Pgaveを求める。 定常火炎時平均筒内 ガス圧力 Pgaveは、 I VC時筒内ガス圧力 Pgivc、 I V C時クランク角度 CAivc、 指令燃料 噴射量 Qf inに依存して決定されるから、 図 38のステップ 510にて求めた I VC時筒内 ガス圧力 Pgivc及び I VC時クランク角度 CAivcと、 図 38のステップ 520にて求めた指 令燃料噴射量 Qf inと、 Pgivc, CAivc, Qf inを引数とする Pgaveを求める関数 funcPgaveとから 求められる。
次いで、 CPU 61はステップ 3915に進んで、 図 38のステップ 530にて求めた 基本燃料噴射圧力 Pcrbaseから上記定常火炎時平均筒内ガス圧力 Pgaveを減じることで定常 火炎時平均有効噴射圧力 Δ Paveを求め、 続くステップ 3920にて、 上記求めた定常火炎 時平均有効噴射圧力 Δ Paveと、 上記求めた定常火炎時平均筒内ガス密度！ o gaveと、 上記テ 一ブル Map 0とに基づいて定常火炎時平均噴霧角 0aveを求める。 これにより、 定常火炎時 平均噴霧角 0aveは、 Δ Pave及び pgaveに基づいて決定される。
続いて、 CPU 61はステップ 3925に進み、 上記 (3)式の有効噴射圧力 ΔΡ、 筒内ガ ス密度 /O g、 及び噴霧角 Θとして、 上記求めた定常火炎時平均有効噴射圧力 APave、 定常 火炎時平均筒内ガス密度 iO gaVe、 及ぴ定常火炎時平均噴霧角 0aveをそれぞれ使用するこ とで、 上記 (2)式、 （3)式を利用して、 噴射後経過時間 tと空気過剰率えとの関係を規定す る上記関数 func (t) (図 33を参照） を決定する。
次に、 C PU 6 1はステップ 3930に進んで、 上記求めた関数 func (t)と、 上記 (40)式、 及び (41)式にて表される空気過剰率えを引数とする Δ Tmixsteadyを求めるための 関数 funcATmixsteacb )とから、 噴射後経過時間 tを引数とする定常混合気温度上昇量 厶 Tmixsteadyを求めるための関数 func Δ Tmixsteady (t)を決定する。
続いて、 CPU61はステップ 3935に進んで、 上記求めた関数 func λ (t)と、 上記 (43)式にて表される空気過剰率えを引数とする [Fuel] mixsteadyを求めるための関数 func[Fuel]mixsteady( λ )とから、 噴射後経過時間 tを引数とする定常燃料濃度 [Fuel]mixsteadyを求めるための関数 func[Fuel]mixsteady (t)を決定する。
次いで、 C P U 61はステップ 3940に進んで、 上記求めた関数 funcえ（t)と、 上記 (45)式にて表される空気過剰率えを引数とする [02]mixsteadyを求めるための関数 func[02]mixsteady( λ ) とから、 噴射後経過時間 t を引数とする定常酸素濃度 [02] mixsteadyを求めるための関数 func [02] mixsteady (t)を決定する。
次に、 CPU 6 1はステップ 3945に進んで、 上記求めた関数 func λ (t)と、 上記 (47)式にて表される空気過剰率； Lを引数とする [N2] mixsteadyを求めるための関数 func [N2] mixsteady ( λ ) とから、 噴射後経過時間 t を引数とする定常窒素濃度 [N2] mixsteadyを求めるための関数 func [N2] mixsteady (t)を決定する。
続いて、 CPU61はステップ 3950に進んで、 図 6のステップ 660と同様、 混合 気内の NO濃度 [NO] mix, 及びスート濃度 [Soot] mixをそれぞれ初期値 「0」 に設定し、 続くステップ 3955にて、 図 6のステップ 665と同様、 噴射後経過時間 tを初期値 「 0」 に設定する。
次に、 CPU 61はステップ 670の処理を実行し、 その後、 図 40のルーチンに進み 、 定常火炎が占める領域内 （従って、 混合気内） における混合気温度、各種濃度等の算出 のための処理を開始する。 具体的には、 CPU6 1は先ずステップ 4002に進み、 噴射 後経過時間 tの値 （初期値は、 図 39のステップ 3955の処理により 「0」 ） を微小時 間 Δ t (例えば、 0. lmsec) だけ進め、 続くステップ 4004にて、.現時点での噴射後経 過時間 tの値と、 図 39のステップ 3925にて決定した関数 func λ (t)とに基づいて噴 射後経過時間 tに対応する空気過剰率; Lを求める。
次いで、 C P U 61はステップ 4006に進み、 現時点での噴射後経過時間 tの値と、 図 39のステップ 3930にて決定した関数 funcATmixsteady(t)とに基づいて噴射後経 過時間 tに対応する定常混合気温度上昇量 ATmixsteadyを求め、 同求めた ATmixsteadyに 図 38のステップ 550にて求めた燃料蒸気温度 Tfを加えて、 噴射後経過時間 tに対応す る定常混合気温度 Tmixsteadyを求める。
続いて、 C PU 61はステップ 4008に進んで、 現時点での噴射後経過時間 tの値と 、 図 39のステップ 3935にて決定した関数 func [Fuel] mixsteady (t)とに基づいて噴射 後経過時間 tに対応する定常燃料濃度 [Fuel]mixsteadyを求める。
次に、 CPU61はステップ 4010に進んで、 現時点での噴射後経過時間 tの値と、 図 39のステップ 3940にて決定した関数 func[02]mixsteady(t)とに基づいて噴射後経 過時間 tに対応する定常酸素濃度 [02]mixsteadyを求める。
次いで、 C P U 61はステップ 4012に進んで、 現時点での噴射後経過時間 tの値と 、 図 39のステップ 3945にて決定した関数 func[N2]mixsteady(t)とに基づいて噴射後 経過時間 tに対応する定常窒素濃度 [N2]mixSteadyを求める。
次に、 C P U 6 1はステップ 8 3 5の判定を行う。 いま、 「Y e s」 と判定するものと すると、 C P U 6 1はステップ 4 0 1 6に進み、 ステップ 4 0 0 4にて更新された現時点 での噴射後経過時間 tに対応する空気過剰率 Iが 「1」 より小さいか否か （即ち、 リッチ 領域か否か） を判定する。
ここで、 「Y e s」 と判定する場合 （即ち、 リッチ領域である場合） 、 C P U 6 1はス テツプ 4 0 1 8に進んで、 ステップ 4 0 0 8にて求めた現時点での噴射後経過時間 tに対 応する定常燃料濃度 [Fuel]mixsteadyと、 図 3 9のステップ 3 9 1 0にて求めた定常火炎 時平均筒内ガス圧力 Pgaveと、 ステップ 4 0 0 6にて求めた現時点での噴射後経過時間 t に対応する定常混合気温度 Tmixsteadyと、 上記（24)式とに基づいてスートの生成速度 dmsf/dtを求める。 続いて、 C P U 6 1はステップ 4 0 2 0に進み、 上記（23)式から 「 dmso/dtj の項を削除したステップ 4 0 2 0内に記載の式と、 上記求めたスートの生成速 度 dmsf/dtとから、 現時点での噴射後経過時間 tに対応するスート発生速度 d[soot]mix/dt を求める。 即ち、 この場合、 上記（25)式の計算が省略される。
一方、 ステップ 4 0 1 6にて 「N o」 と判定する場合 （即ち、 リーン領域である場合） 、 C P U 6 1はステップ 4 0 2 2に進んで、 その時点での混合気内のスート濃度 [Soot] mix (初期値は、 図 3 9のステップ 3 9 5 0の処理により 「0」 ） と、 ステップ 4 0 1 0にて求めた現時点での噴射後経過時間 tに対応する定常酸素濃度 [02]mixsteadyと 、 図 3 9のステップ 3 9 1 0にて求めた定常火炎時平均筒内ガス圧力 Pgaveと、 ステップ 4 0 0 6にて求めた現時点での噴射後経過時間 tに対応する定常混合気温度 Tmixsteadyと 、 上記（25)式とに基づいてスートの酸化速度 dmso/dtを求める。 続いて、 C P U 6 1はス テツプ 4 0 2 4に進み、 上記（23)式から 「dmsf/dt」 の項を削除したステップ 4 0 2 4内 に記載の式と、 上記求めたスートの酸化速度 dmso/dtとから、 現時点での噴射後経過時間 tに対応するスート発生速度 d[soot]mix/dtを求める。 即ち、 この場合、 上記 (24)式の計 算が省略される。
上記ステップ 4 0 2 0、 或いはステップ 4 0 2 4にて現時点での噴射後経過時間 tに対 応するスート発生速度 d[soot]mix/dtが求められると、 C P U 6 1はステップ 8 5 5の処 理を実行し、 その後、 ステップ 4 0 2 8に進んで、 現時点での噴射後経過時間 tに対応す る空気過剰率; Lが 「1」 より大きく、 且つ、 上記求めた現時点での噴射後経過時間 tに対 応する定常混合気温度 Tmixsteadyが上記スートの反応限界温度 TminSootより低い力否かを 判定する。
そして、 図 8のステップ 8 6 0の判定と同様、 C P U 6 1は、 ステップ 4 0 2 8にて 「 Y e s」 と判定する場合、 ステップ 8 6 5の処理を実行してからステップ 8 7 0に進み、 ステップ 4 0 2 8にて 「N o」 と判定する場合、 ステップ 8 7 0に直ちに進む。 CPU 61は、 ステップ 870に進むと、 同ステップ 870の判定を行う。 いま、 「Y e s」 と判定するものとすると、 CPU 6 1はステップ 4034に進み、 ステップ 400 6にて求めた現時点での噴射後経過時間 tに対応する定常混合気温度 Tmixsteadyと、 ステ ップ 4 0 1 0にて求めた現時点での噴射後経過時間 tに対応する定常酸素濃度 [02]mixsteadyと、 ステップ 4012にて求めた現時点での噴射後経過時間 tに対応する 定常窒素濃度 [N2]miXsteadyと、 上記 (27)式とに基づいて現時点での噴射後経過時間 tに 対応する N O発生速度 d[N0]mix/dtを求める。
続いて、 CPU 61はステップ 880の処理を実行し、 その後、 ステップ 4038に進 んで、 現時点での噴射後経過時間 tに対応する空気過剰率えが 「1」 より大きく、 且つ、 上記求めた現時点での噴射後経過時間 tに対応する定常混合気温度 Tmixsteadyが上記 NO の反応限界温度 TminNOより低いか否かを判定する。
そして、 図 8のステップ 885の判定と同様、 CPU61は、 ステップ 4038にて 「 Ye s J と判定する場合、 ステップ 890の処理を実行してから図 41のルーチンに進み 、 ステップ 4038にて 「No」 と判定する場合、 図 41のルーチンに直ちに進む。
CPU 61は図 41のルーチンに進むと、 図 9のステップ 905に対応するステップ 4 105の判定を行う。 CPU61は、 ステップ 4105の判定において 「No」 と判定す る毎に、 図 40のステップ 4002〜図 41のステップ 4105の処理を繰り返し実行す る。 これにより、 ステップ 4105の判定において 「No」 と判定される毎に、 図 40の ステップ 4002にて、 噴射後経過時間 t力 S Δ tだけ進められる。 '
即ち、 ステップ 4105の判定において 「No」.と判定される限りにおいて、 空気過剰 率え、 及ぴ （フラグ ENDsoot=フラグ ENDno=0である限りにおいて） ェミッション 濃度 （[So0t]mix， [NO] mix) 力 噴射後経過時間 tの微小時間 Δ t毎の進行に対応して求 められていく。
そして、 ステップ 4105の条件が成立すると、 CPU 61は図 41のステップ 410 5に進んだとき 「Ye s」 と判定してステップ 41 10以降に進み、 ェミッション発生量 に係わる計算を終了するための処理を行う。
即ち、 CPU61はステップ 4110に進むと、 現時点 （即ち、 ステクプ 4105の条 件が成立した時点） での空気過剰率 Lと、 図 38のステップ 520にて求めた指令燃料噴 射量 Qfinと、 ステップ 41 10内に記載の式とに基づいて、 指令燃料噴射量 Qf inの燃料を 含んだ定常火炎に係る混合気であって空気過剰率が値； となる混合気の質量 （定常混合気 質量 Mmixsteady) を求める。
次に、 CPU61はステップ 41 15に進んで、 図 40のステップ 855にて更新され ている現時点での混合気内のスート濃度 [5001：]1^ の値に上記定常混合気質量111^ 3 63(17 を乗じることで定常火炎が占める領域内でのスート発生量を求め、同求めたスート発生量 に初期値 SootOを加えることでスート総発生量 Sootを求める。
同様に、 CPU 61はステップ 4115にて、 図 40のステップ 880にて更新されて いる現時点での混合気内の N O濃度 [N0]mixの値に上記定常混合気質量 Mmixsteadyを乗じ ることで定常火炎が占める領域内での NO発生量を求め、同求めた NO発生量に初期値 N O0を加えることで NO総発生量 NOを求める。
そして、 CPU61はステップ 925〜960を順に実行し、 図 41のステップ 41 1 5にて求められているスート総発生量 Soot の値、 及び NO総発生量 NOの値 （従って、 ェミッション総発生量の推定結果） に基づいて噴射圧力を補正し、 ステップ 3895に進 んで図 38〜図 41の一連の本ルーチンを一旦終了する。 以降、 CPU 61は、 次の I V Cが到来するまでの間、 図 38のステップ 505に進む毎に 「No」 と判定し続ける。 以上、 説明したように、 本発明によるェミッション発生量推定装置の第 4実施形態は、 混合気の着火後において燃焼室内で所謂定常火炎が発生している場合を想定している。 そ して、 第 4実施形態は、 定常火炎のリッチ領域内 （えく 1) では、 定常状態における酸素 濃度 （定常酸素濃度 [02]mixsteady) が 「0」 になることを利用して、 上記（23)式におい て dmso/dtの項を省略することで得られる式である 「d[Soot]mix/dt = dmsf/dtJ に従って スート発生速度 d[Soot]mix/dtを求める。
同様に、 第 4実施形態は、 定常火炎のリーン領域内 （λ≥1) では、 定常状態における 燃料濃度 （定常燃料濃度 [Fue! mixsteady) 力 S 「0」 になることを利用して、 上記 (23)式 において dmsf /dtの項を省略することで得られる式である 「d [Soot] mix/dt = - dmso/dt」 に従ってスート発生速度 d[Soot]mix/dtを求める。、これらにより、 （24)式、 （25)式の算出 回数を減らすことができ、 この結果、 CPU61の計算負荷を減らすことができる。

Claims

1 . 内燃機関の燃焼室内にて所定の噴射開始時点から所定の噴射期間だけ連続して嘖射さ れる燃料を複数の部分に区分する噴射燃料区分手段と、
前記区分された噴射燃料の各部分が前記所定の噴射開始時点からの時間経過に従って独 立して順次噴射されていくとの仮定のもと、 前記噴射燃料の各部分が前記燃焼室内に吸入 されている筒内ガスと混ざり合って形成されていくそれぞれの混合気の状態を個別に推定 する混合気状態推定手段と、
を備えた内燃機関の混合気状態推定装置。
請
2 . 請求の範囲 1に記載の内燃機関の混合気状態推定装置において、
前記混合気状態推定手段は、 の
前記区分された噴射燃料の各部分に対して前記筒内ガスが混ざり合っていく程度を表す 値を個別に取得し、 対応する部分に対して前記取得さ囲れた前記筒内ガスが混ざり合ってい く程度を表す値を使用して各部分に基づいて形成されていくそれぞれの混合気の状態を個 別に推定するように構成された内燃機関の混合気状態推定装置。
3 . 請求の範囲 1又は請求の範囲 2に記載の内燃機関の混合気状態推定装置において、 前記噴射燃料区分手段は、
前記所定の噴射期間を所定の規則に従って複数の期間に区分し、 前記噴射燃料を同区分 された各期間に対応して順次噴射されていくそれぞれの部分に区分するように構成された 内燃機関の混合気状態推定装置。
4 . 請求の範囲 1乃至請求の範囲 3の何れか一項に記載の内燃機関の混合気状態推定装置 であって、
前記混合気の着火時期を表す値を取得する着火時期取得手段を更に備え、
前記噴射燃料区分手段は、
前記取得された着火時期を表す値に基づいて前記噴射燃料を前記混合気の着火前に噴射 される部分と同混合気の着火後に噴射される部分とに区分するように構成された内燃機関 の混合気状態推定装置。
5 . 請求の範囲 1に記載の内燃機関の混合気状態推定装置であって、
前記区分された噴射燃料における第 1番目に噴射される部分に対して前記筒内ガスが混 ざり合っていく程度を表す値である第 1番目部分混合指標値を同第 1番目に噴射される部 分の前記燃焼室内での進行に対応させて取得していく混合指標値取得手段を更に備え、 前記混合気状態推定手段は、
前記第 1番目に噴射される部分に基づいて形成されていく混合気の状態を前記取得され ている第 1番目部分混合指標値を使用して推定するとともに、 前記区分された噴射燃料に おける第 2番目以降に噴射される部分に対して前記筒内ガスが混ざり合っていく程度を表 す値であって同第 2番目以降に噴射される部分の前記燃焼室内での進行に対応する値が同 進行に対応する前記取得されてレ、る前記第 1番目部分混合指標値に基づレ、て決定されると の仮定のもと、 同決定された第 2番目以降に噴射される部分に対して前記筒内ガスが混ざ り合っていく程度を表す値を使用して、 前記第 2番目以降に噴射される部分に基づレヽて形 成されていく混合気の状態を推定するように構成された内燃機関の混合気状態推定装置。
6 . 請求の範囲 1乃至請求の範囲 5の何れか一項に記載の内燃機関の混合気状態推定装置 において、
前記混合気状態推定手段により推定される混合気の状態は、 同混合気の温度、 同混合気 内の燃料濃度、 同混合気内の酸素濃度、 同混合気内の窒素濃度の少なくとも一つを含んで レヽる内燃機関の混合気状態推定装置。
7 . 請求の範囲 1乃至請求の範囲 6の何れか一項に記載の内燃機関の混合気状態推定装置 により推定された対応する混合気の状態に基づいて、 前記それぞれの混合気の燃焼に起因 して発生する有害物質であるエミッションの発生量を個別に推定するエミッション発生量 推定手段を備えた内燃機関のエミッション発生量推定装置。
8 . 内燃機関の燃焼室内にて噴射された燃料が同燃焼室内に吸入されている筒内ガスと混 ざり合って形成される混合気が着火した後において同燃焼室内にて定常火炎が発生してい るとの仮定のもと、 同定常火炎内の状態に基づいて、 同定常火炎内における燃料が過剰な 領域内の燃焼に起因して発生する有害物質であるエミッションの発生量と、 同定常火炎内 における酸素が過剰な領域内の燃焼に起因して発生する同エミッションの発生量とを個別 に推定するエミッシヨン発生量推定手段を備えた内燃機関のェミッション発生量推定装置
9 . 請求の範囲 7又は請求の範囲 8に記載の内燃機関のェミッション発生量推定装置にお いて、
前記ェミツション発生量推定手段は、 .
前記ェミッションの発生量として、 少なくともスート、 及び N O Xの発生量を推定する ように構成された内燃機関のェミツション発生量推定装置,
1 0 . 請求の範囲 7乃至請求の範囲 9の何れか一項に記載の内燃機関のェミツション発生 量推定装置において、
前記ェミツション発生量推定手段は、
前記それぞれの混合気、 或いは前記定常火炎内のそれぞれの領域に対応する前記エミッ シヨンの発生速度を個別に算出し、 同算出されたエミッシヨンの発生速度を時間積分する ことで前記エミッシヨンの発生量を個別に推定するように構成された内燃機関のエミッシ ョン発生量推定装置。
1 1 . 請求の範囲 1 0に記載の内燃機関のェミッション発生量推定装置において、 前記ェミツション発生量推定手段は、
前記混合気の温度、 或いは前記定常火炎内の前記領域内の温度が所定温度未満となった とき、 対応する前記エミッシヨンの発生速度の時間積分処理を終了する内燃機関のエミッ シヨン発生量推定装置。
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